ĐẠi hỌc thÁi nguyÊn ĐẠi hỌc kỸ thuẬt cÔng nghiỆp
TRANSCRIPT
ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN
ĐẠI HỌC KỸ THUẬT CÔNG NGHIỆP
---------------------------------------
LƯU ANH TÙNG
NGHIÊN CỨU NÂNG CAO HIỆU QUẢ CỦA
QUÁ TRÌNH MÀI PHẲNG KHI MÀI TINH
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
THÁI NGUYÊN, NĂM 2020
ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN
ĐẠI HỌC KỸ THUẬT CÔNG NGHIỆP
---------------------------------------
CHUYÊN NGÀNH KỸ THUẬT CƠ KHÍ
MÃ SỐ: 9.52.01.03
NGHIÊN CỨU NÂNG CAO HIỆU QUẢ CỦA
QUÁ TRÌNH MÀI PHẲNG KHI MÀI TINH
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC
1. PGS. TS. VŨ NGỌC PI
2. GS. TSKH. BÀNH TIẾN LONG
THÁI NGUYÊN, NĂM 2020
i
CAM ĐOAN
Tác giả của luận án này xin cam đoan:
Những kết quả nghiên cứu được trình bày trong luận án (trừ những điểm được trích
dẫn) là hoàn toàn do bản thân tự nghiên cứu, không sao chép từ bất kỳ ai hay nguồn nào.
Các bản vẽ, bảng biểu, kết quả đo đạc thí nghiệm và các kết quả tính toán (trừ
những điểm được trích dẫn) đều được thực hiện nghiêm túc, trung thực, không chỉnh
sửa và sao chép của bất kỳ nguồn nào.
Nếu có điều gì sai trái, tác giả của bản luận án xin hoàn toàn chịu trách nhiệm.
Thái Nguyên, ngày tháng năm 2020
TM. TẬP THỂ
HƯỚNG DẪN KHOA HỌC
PGS. TS. Vũ Ngọc Pi
TÁC GIẢ
Lưu Anh Tùng
ii
LỜI CẢM ƠN
Trước tiên, tôi xin bày tỏ lòng biết ơn chân thành và sâu sắc tới PGS. TS. Vũ Ngọc
Pi và GS. TSKH. Bành Tiến Long, những người thầy đã tận tình hướng dẫn và động
viên tôi trong nhiều năm tháng học tập, nghiên cứu để hoàn thành luận án.
Tôi xin trân trọng cám ơn tập thể Bộ môn Chế tạo máy, BCN Khoa Cơ khí, các vị
lãnh đạo và các Nhà Khoa học của Trường Đại học Kỹ thuật Công nghiệp – Đại học
Thái Nguyên đã luôn quan tâm, giúp đỡ cũng như đóng góp các ý kiến để tôi hoàn thành
luận án!
Tôi xin chân thành cám ơn PGS. TS Nguyễn Văn Dự và TS. Hồ ký Thanh đã góp
ý về chuyên môn, động viên và hỗ trợ tài liệu giúp tôi thực hiện luận án này!
Tôi xin bày tỏ sự biết ơn chân thành tới Doanh nghiệp Tư nhân Cơ khí Chính xác
Thái Hà đã hỗ trợ máy móc và nhân lực để giúp tôi tiến hành thí nghiệm cho nội dung
nghiên cứu của luận án!
Tôi xin chân thành cám ơn các Nhà khoa học, bạn bè đồng nghiệp và bố, mẹ hai
bên gia đình, đặc biệt là vợ tôi Đỗ Thái Phượng và các con Lưu Đỗ Minh Ngọc, Lưu
Đức Quang đã luôn quan tâm, động viên giúp tôi vượt qua mọi khó khăn trong quá trình
học tập và hoàn thành bản luận án này!
Thái Nguyên, ngày tháng năm 2020
TÁC GIẢ
Lưu Anh Tùng
iii
MỤC LỤC
CAM ĐOAN ................................................................................................................ i
LỜI CẢM ƠN ............................................................................................................. ii
MỤC LỤC ................................................................................................................. iii
DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT ................................................. vii
DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ ..................................................................................... ix
DANH MỤC BẢNG BIỂU ...................................................................................... xiii
MỞ ĐẦU ..................................................................................................................... 1
1. Tính cấp thiết của đề tài ....................................................................................... 1
2. Mục đích của đề tài .............................................................................................. 2
3. Phương pháp và phạm vi nghiên cứu .................................................................... 2
3.1. Phương pháp và đối tượng nghiên cứu ........................................................... 2
3.2. Phạm vi nghiên cứu của đề tài: ...................................................................... 3
4. Ý nghĩa của đề tài ................................................................................................. 3
4.1. Ý nghĩa khoa học ........................................................................................... 3
4.2. Ý nghĩa thực tiễn ........................................................................................... 3
5. Các điểm mới (đóng góp mới) của đề tài .............................................................. 3
6. Cấu trúc của luận án ............................................................................................. 4
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ MÀI PHẲNG ........................................................... 5
1.1. Đặc điểm và các sơ đồ mài phẳng ...................................................................... 5
1.2. Tổng quan về các vấn đề nghiên cứu ................................................................. 7
1.2.1. Các nghiên cứu về ảnh hưởng của chế độ cắt .............................................. 8
1.2.2. Các nghiên cứu về các thông số công nghệ sửa đá mài .............................. 14
1.2.3. Các nghiên cứu về chế độ bôi trơn làm mát khi mài .................................. 20
1.2.4. Các nghiên cứu về xác định chi phí quá trình mài phẳng ........................... 27
1.3. Định hướng nghiên cứu ................................................................................... 31
Kết luận Chương 1 ................................................................................................. 32
CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ MÀI PHẲNG VÀ PHƯƠNG PHÁP XÂY DỰNG MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM ............................................................................. 33
2.1. Đặc trưng của quá trình mài phẳng .................................................................. 33
2.1.1. Quá trình tạo phoi khi mài [14, 48] ........................................................... 33
2.1.2. Lưỡi cắt [4, 7, 48] ..................................................................................... 33
2.1.3. Chiều dài cung tiếp xúc [48, 62] ............................................................... 34
2.1.4. Chiều dày lớp cắt. ..................................................................................... 35
2.1.5. Quá trình sửa đá [7, 34, 36] ....................................................................... 35
2.1.5.1. Sửa đá ................................................................................................. 35
2.1.5.2. Dụng cụ sửa đá .................................................................................... 36
iv
2.1.5.3. Topography của đá [7, 34, 36] ............................................................. 37
2.1.6. Bôi trơn làm mát ....................................................................................... 38
2.1.6.1. Nhiệt cắt trong quá trình mài ............................................................... 38
2.1.6.2. Vai trò của dung dịch trơn nguội ......................................................... 39
2.1.6.3. Phân loại dung dịch trơn nguội ............................................................ 40
2.1.6.4. Các phương pháp bôi trơn làm mát thường dùng khi mài .................... 40
2.2. Một số chỉ tiêu đánh giá quá trình mài ............................................................. 41
2.2.1. Mòn và tuổi bền của đá mài ...................................................................... 41
2.2.1.1. Mòn đá mài ......................................................................................... 41
2.2.1.2. Tuổi bền của đá mài ............................................................................ 42
2.2.2. Nhám bề mặt khi mài [4, 48] ..................................................................... 44
2.2.3. Lực cắt khi mài [14] .................................................................................. 45
2.2.4. Năng suất gia công [14] ............................................................................ 46
2.2.5. Sóng bề mặt [62] ....................................................................................... 46
2.3. Mô hình nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng .............................................. 46
2.3.1. Sơ đồ và cơ sở của nghiên cứu nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng ..... 47
2.3.2. Lựa chọn thông số đầu vào ....................................................................... 47
2.3.3. Các giải pháp nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng ............................... 49
2.4. Xây dựng mô hình hệ thống thí nghiệm và lựa chọn thiết bị nghiên cứu .......... 50
2.4.1. Yêu cầu chung đối với hệ thống thí nghiệm .............................................. 50
2.4.2. Sơ đồ kết nối các thiết bị thí nghiệm ......................................................... 50
2.4.3. Lựa chọn thiết bị và phôi thí nghiệm ......................................................... 51
2.4.3.1. Máy mài .............................................................................................. 51
2.4.3.2. Phôi thí nghiệm ................................................................................... 52
2.4.3.3. Đá mài................................................................................................. 53
2.4.3.4. Dụng cụ sửa đá .................................................................................... 53
2.4.3.5. Dung dịch trơn nguội .......................................................................... 53
2.4.3.6. Các dụng cụ đo kiểm ........................................................................... 54
2.5. Phương pháp thiết kế thí nghiệm và quy hoạch thực nghiệm ........................... 55
2.5.1. Lựa chọn phương pháp ............................................................................. 55
2.5.2. Các bước thực hiện theo phương pháp Taguchi [45] ................................. 57
2.5.3. Các bước tối ưu hóa sử dụng phân tích quan hệ mờ (Grey Relational Analysis – GRA) [26] ....................................................................................................... 58
Kết luận Chương 2 ................................................................................................. 60
CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CHẾ ĐỘ BÔI TRƠN LÀM MÁT, CHẾ ĐỘ CẮT VÀ CHẾ ĐỘ SỬA ĐÁ HỢP LÝ. ............................................ 61
v
3.1. Thực nghiệm xác định chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt hợp lý ............... 61
3.1.1. Lựa chọn thông số và điều kiện thí nghiệm ............................................... 61
3.1.2. Xác định theo chỉ tiêu nhám bề mặt Ra ..................................................... 62
3.1.2.1. Mức độ ảnh hưởng của các thông số:................................................... 62
3.1.2.2. Xác định chế độ hợp lý ........................................................................ 65
3.1.2.3. Tính toán dự đoán ............................................................................... 65
3.1.3. Xác định theo chỉ tiêu lực cắt pháp tuyến Fy ............................................. 67
3.1.3.1. Xác định mức độ ảnh hưởng của các thông số. .................................... 67
3.1.3.2 Xác định chế độ hợp lý ......................................................................... 68
3.1.4. Bài toán đa mục tiêu cả nhám bề mặt và lực cắt pháp tuyến nhỏ nhất bằng phân tích quan hệ mờ trong phương pháp Taguchi ............................................. 69
3.2. Nghiên cứu thực nghiệm xác định chế độ sửa đá hơp lý .................................. 73
3.2.1. Lựa chọn các thông số và các điều kiện thí nghiệm ................................... 73
3.2.2. Xác định theo chỉ tiêu nhám bề mặt .......................................................... 74
3.2.2.1. Phân tích ảnh hưởng ............................................................................ 74
3.2.2.2. Xác định bộ thông số chế độ sửa đá hợp lý .......................................... 77
3.2.2.3. Tính toán dự đoán giá trị nhám bề mặt ................................................ 78
3.2.3. Xác định theo chỉ tiêu lực cắt pháp tuyến .................................................. 79
3.2.3.1. Phân tích ảnh hưởng ............................................................................ 79
3.2.3.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý ..................................................... 81
3.2.3.3. Tính toán dự đoán giá trị Fy ................................................................ 82
3.2.4. Xác định theo chỉ tiêu tuổi bền đá mài Tw ................................................. 83
3.2.4.1. Phân tích ảnh hưởng ............................................................................ 83
3.2.4.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý ..................................................... 85
3.2.4.3. Tính toán dự đoán giá trị Tw ................................................................ 85
3.2.5. Xác định theo chỉ tiêu dung sai độ phẳng .................................................. 87
3.2.5.1. Phân tích ảnh hưởng ............................................................................ 87
3.2.5.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý ..................................................... 88
3.2.5.3. Tính toán dự đoán giá trị Fl ................................................................. 89
3.2.6. Xác định theo chỉ tiêu năng suất gia công ................................................. 91
3.2.6.1. Phân tích ảnh hưởng ............................................................................ 91
3.2.6.2. Xác định chế độ sửa đá hợp lý ............................................................. 92
3.2.6.3. Tính toán dự đoán giá trị năng suất gia công MRR .............................. 93
3.2.7. Bài toán đa mục tiêu về nhám bề mặt và dung sai độ phẳng khi sửa đá ..... 95
3.2.7.1. Thực hiện phân tích trị số quan hệ mờ ................................................. 96
vi
3.2.7.2. Xác định mức hợp lý của các thông số khảo sát nhằm đạt cả hai mục
tiêu Ramin và Flmin khi sửa đá ............................................................................ 97
3.2.7.3. Tính toán trị số quan hệ mờ và trị số của Ra và Fl ứng với mức hợp lý của các thông số sửa đá .................................................................................... 98
3.2.8. Bài toán đa mục tiêu nhằm cả bốn mục tiêu nhám bề mặt Ra, dung sai độ phẳng Fl, năng suất gia công MRR và tuổi bền của đá mài Tw khi sửa đá ........... 99
3.2.8.1. Phân tích quan hệ số quan hệ mờ ....................................................... 100
3.2.8.2. Xác định mức và trị số của thông số sửa đá nhằm cả bốn mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax .................................................................................. 101
3.2.8.3. Tính toán trị số quan hệ mờ và trị số của Ra, Fl, MRR và Tw ứng với mức hợp lý của các thông sửa đá .................................................................... 103
Kết luận Chương 3 ............................................................................................... 106
CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH ĐƯỜNG KÍNH THAY ĐÁ TỐI ƯU .... 108
4.1. Phân tích chi phí gia công mài phẳng ............................................................ 108
4.1.1. Xác định chi phí đá mài cho một chi tiết gia công ................................... 108
4.1.2. Xác định thời gian gia công mài một chi tiết tgc ....................................... 110
4.2. Khảo sát ảnh hưởng của một số thông số đến chi phí mài phẳng ................... 110
4.3. Khảo sát ảnh hưởng của một số thông số đến đường kính thay đá tối ưu ....... 114
4.3.1. Xác định hàm mục tiêu và xây dựng kế hoạch thực hiện ......................... 114
4.3.2. Đánh giá các ảnh hưởng của các thông số ............................................... 116
4.3.2.1. Đánh giá các ảnh hưởng của thông số khảo sát đến De,op ................... 116
4.3.2.2. Phân tích hồi quy - phương sai .......................................................... 118
4.4. Kiểm chứng mô hình xác định đường kính thay đá tối ưu bằng thực nghiệm . 120
4.4.1. Điều kiện thực nghiệm ............................................................................ 121
4.4.2. Cách thức tiến hành thí nghiệm ............................................................... 121
4.4.3. Kết quả thực nghiệm ............................................................................... 122
4.5. Áp dụng mô hình thay đá tối ưu với chế độ sửa đá và chế độ trơn nguội tối ưu ............................................................................................................................. 125
Kết luận Chương 4. .............................................................................................. 126
KẾT LUẬN CHUNG VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO ........................... 127
DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN 128
TÀI LIỆU THAM KHẢO ....................................................................................... 129
vii
DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT
Ký hiệu Ý nghĩa Đơn vị
ae,tot Lượng dư mài mm
aed Chiều sâu sửa đá tổng cộng mm
aedf Chiều sâu sửa đá tinh mm
aedr Chiều sâu sửa đá thô mm
ACO Thuật toán đàn kiến
ANOVA Phân tích phương sai
c1 Hệ số phụ thuộc vật liệu gia công
c2 Hệ số phụ thuộc vào đường kính đá mài
c3 Hệ số phụ thuộc vào thời gian làm việc liên tục của máy mài
C% Phần trăm ảnh hưởng
Cđm Giá của một viên đá mài VNĐ/viên
Cmh Chi phí giờ máy VNĐ/h
Cđm,p Chi phí đá mài cho một chi tiết VNĐ
Cp,t Chi phí gia công một chi tiết VNĐ
CI Khoảng phân bố
ct Chi tiết
d Đường kính danh nghĩa của hạt mài mm
Ds Đường kính đá khi đang mài mm
D0 Đường kính ban đầu của viên đá mài khi còn mới mm
De Đường kính viên đá mài khi thay mm
De,op Đường kính thay đá tối ưu mm
DF Bậc tự do
DOE Thiết kế thí nghiệm
fd Lượng chạy dao đứng (chiều sâu cắt) mm/HT
fd,t Lượng chạy dao đứng tra bảng mm/HT
Fl Dung sai độ phẳng m
Fy Lực mài pháp tuyến N
Fz Lực mài tiếp tuyến N
GA Thuaatj toans di truyền
GR Thể tích đá mài bị tiêu hao mm3
HRC Độ cứng Rockwell của chi tiết gia công HRC
i Số thí nghiệm
Lc Chiều dài mài tính toán mm
Lw Chiều dài của một chi tiết mm
LL Lưu lượng của dung dịch trơn nguội Lít/phút
Mp Mật độ xếp phôi trên bàn máy mài
MRR Năng suất gia công mm3/s
viii
n Số vòng quay của trục đá mài Vòng/phút
nCT,d Số chi tiết mài được sau mỗi lần sửa đá
nCT,w Số chi tiết mà một viên đá mài được
nf Số lần sửa đá tinh Lần
nr Số lần sửa đá thô Lần
nnon Số lần sửa đá chạy không ăn dao Lần
N Tổng số thí nghiệm
NRa Cấp độ nhám bề mặt
Nt Số chi tiết mài trong một lần gá đặt
ND Nồng độ của dung dịch trơn nguội %
OA Ma trận trực giao
QP Phương pháp lập trình bậc hai
S Lượng chạy dao dọc khi sửa đá m/phút
Sd Lượng chạy dao dọc mm/HT
SS Tổng bình phương
SSB Tổng bình phương của thông số B
SSe Tổng bình phương các lỗi
SST Tổng các bình phương
SS’B Phương sai tổng của biến B tính toán lại
S/N Tỉ số tín hiệu nhiễu
tc Thời gian cắt khi mài h
tcw Thời gian thay một viên đá h
tcw,p Thời gian thay đá cho một chi tiết gia công h
td Thời gian sửa đá một viên đá mài h
td,p Thời gian sửa đá cho một chi tiết gia công h
tgc Thời gian gia công mài một chi tiết h
tlu Thời gian gá đặt và tháo chi tiết h
tsp Thời gian mài hết hoa lửa h
Tw Tuổi bền đá mài h
VB Vận tốc bàn m/phút
Wc Chiều rộng mài tính toán mm
Wgw Chiều rộng của đá mài mm
Wpd Lượng mòn đá mài sau mỗi lần sửa đá mm
Ww Chiều rộng của một chi tiết mm
Dung sai yêu cầu của quá trình mài mm
Độ quan hệ mờ
Hệ số phân biệt
ix
DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ
Hình 1.1. Sơ đồ mài phẳng [48] ................................................................................... 6
Hình 1.2. Các chuyển động khi mài phẳng bằng chu vi đá trên máy mài có bàn máy hình
chữ nhật [4] ................................................................................................................. 7
Hình 1.3. Ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến các tham số của quá trình mài và
đến các chỉ tiêu kinh tế - kỹ thuật của sản phẩm gia công [4, 7, 36] ............................. 7
Hình 1.4. Quan hệ giữa lực cắt và loại chất dính kết của đá kim cương [35] ................ 8
Hình 1.5. Quan hệ giữa lực cắt và nhám bề mặt gia công [35] với: .............................. 9
Hình 1.6. Ảnh hưởng của vận tốc bàn và vận tốc cắt của đá đến lực cắt, nhám bề mặt
gia công và độ mòn của đá kim cương [35] .................................................................. 9
Hình 1.7. Quan hệ giữa lực cắt và chiều sâu cắt với lượng chạy dao khi mài [35]: 1) Sd
= 0,07 mm/vòng; 2) Sd = 0,14 mm/vòng; 3) Sd = 0,305 mm/vòng ................................ 9
Hình 1.8. Quan hệ giữa tốc độ bóc tách vật liệu với năng lượng riêng [48] ................ 10
Hình 1.9. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến lực mài [48] ................................................ 10
Hình 1.10. Quan hệ giữa tốc độ bóc tách riêng vật liệu với công suất mài (a) và nhám
bề mặt gia công (b) [59] ............................................................................................. 11
Hình 1.11. Ảnh hưởng của các thông số đến nhám bề mặt [30]. ................................. 12
Hình 1.12. Ảnh hưởng đến nhám bề mặt của [33]: ..................................................... 13
Hình 1.13. Sơ đồ sửa đá bằng bút sửa đá một hạt [50] ............................................... 14
Hình 1.14. Chế độ cắt khi sửa đá [34, 36]. ................................................................. 15
Hình 1.15. Ảnh hưởng của hệ số trùng khít đến nhấp nhô bề mặt đá mài Rts [34, 36] 15
Hình 1.16. Ảnh hưởng của Ud đến kết quả đầu ra khi mài [36]. ................................. 15
Hình 1.17. Ảnh hưởng của lượng chạy dao khi sửa đá đến lực mài và độ nhám bề mặt
khi mài [36] ............................................................................................................... 16
Hình 1.18. Ảnh hưởng lượng chạy dao dọc, chiều sâu sửa đá và góc gá mũi sửa đá đến
nhám bề mặt gia công [54] ......................................................................................... 17
Hình 1.19. Cách gá mũi sửa đá kim cương một hạt [54] ............................................. 17
Hình 1.20. Hình dạng của một hạt mài sau sửa đá [54] .............................................. 18
Hình 1.21. Sơ đồ gá đặt khi sửa đá bằng bút sửa đá một hạt [55] ............................... 18
Hình 1.22. Sơ đồ gá đặt khi sửa đá bằng bút sửa đá nhiều hạt [55]. ............................ 19
Hình 1.23. Các phương pháp cung cấp dung dịch trơn nguội vào vùng cắt [71] ......... 20
Hình 1.24. Các cách cơ bản cung cấp dung dịch trơn nguội khi mài [71]. .................. 21
Hình 1.25. Một phương án cung cấp dung dịch trơn nguội khi mài phẳng [71]. ......... 21
Hình 1.26. Lượng mòn hướng kính khi mài bằng đá CBN với các loại dung dịch trơn
nguội khác nhau [64] ................................................................................................. 21
Hình 1.27. Nhám bề mặt khi mài bằng đá CBN khi sử dụng các loại dung dịch trơn
nguội khác nhau [64] ................................................................................................. 21
Hình 1.28. Lực mài thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65] ........................ 22
Hình 1.29. Tỉ số lực mài thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65] ................ 23
x
Hình 1.30. Nhám bề mặt thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65] ................ 23
Hình 1.31. Nhiệt cắt trong các điều kiện mài khác nhau [65] ..................................... 23
Hình 1.32. Kết quả so sánh ảnh hưởng của các loại dung dịch đến [60] ..................... 24
Hình 1.33. Ảnh hưởng của loại đá mài, loại dung dịch trơn nguội và kiểu vòi phun đến
độ nhám bề mặt mài [58]. .......................................................................................... 24
Hình 1.34. Sự thay đổi lực tiếp tuyến và pháp tuyến ứng với số hành trình chạy dao trong
suốt quá trình mài thép hợp kim thấp với chiều sâu mài [29]: .................................... 25
Hình 1.35. So sánh nhám bề mặt Ra ở chiều sâu mài khác nhau ứng với 10 hành trình
chạy dao [29] ............................................................................................................. 25
Hình 1.36. Ảnh hưởng của môi trường làm mát đến nhiệt cắt khi mài (giữ tốc độ bóc
tách ở khoảng 30 mm3/mm.ph) [53] ........................................................................... 27
Hình 1.37. Ảnh hưởng của môi trường làm mát đến ứng suất dư khi mài (giữ tốc độ bóc
tách ở khoảng 30 mm3/mm.ph) [53] ........................................................................... 27
Hình 1.38. Biểu đồ chi phí quá trình mài phẳng cho một chi tiết [49] ........................ 29
Hình 1.39. Cấu trúc phân tích chi phí vòng đời của một trung tâm mài [61] ............... 30
Hình 1.40. Biểu đồ một số chi phí vận hành [61] ....................................................... 30
Hình 1.41. Biểu đồ quan hệ giữa chi phí sản xuất một chi tiết với nhám bề mặt [25] . 31
Hình 1.42. Biểu đồ quan hệ giữa chi phí sản xuất một chi tiết với thể tích bóc tách [25]
.................................................................................................................................. 31
Hình 2.1. Quá trình bóc tách phoi khi mài [48] 33
Hình 2.2. Lưỡi cắt tĩnh và lưỡi cắt động ..................................................................... 34
Hình 2.3. Vùng tiếp xúc đá – chi tiết mài [48, 63] ...................................................... 34
Hình 2.4. Chiều dày và hình dạng phoi [63] ............................................................... 35
Hình 2.5. Quá trình sửa đá [34, 36]. ........................................................................... 35
Hình 2.6. Mòn đá mài vĩ mô [34, 36]. ........................................................................ 36
Hình 2.7. Sửa đá bằng bút sửa đá kim cương [7] ........................................................ 36
Hình 2.8. Dụng cụ sửa đá kim cương một hạt [55] ..................................................... 37
Hình 2.9. Dụng cụ sửa đá kim cương nhiều hạt [55] .................................................. 37
Hình 2.10. Phân bố năng lượng và dòng nhiệt trong quá trình mài [36] ..................... 38
Hình 2.11. Mòn đá mài vĩ mô .................................................................................... 42
Hình 2.12. Các dạng mòn đá mài vi mô [34, 36] ........................................................ 42
Hình 2.13. Quá trình mòn đá mài [4, 11, 34, 36]. ....................................................... 42
Hình 2.14. Mô hình mô tả nhám bề mặt chi tiết máy khi mài [4, 63] .......................... 44
Hình 2.15. Mô hình tính toán nhám bề mặt khi mài phẳng [4, 63] .............................. 44
Hình 2.16. Lực cắt tác dụng lên hạt mài [14]. ............................................................ 45
Hình 2.17. Mô hình mô tả bước sóng bề mặt khi mài [63] ......................................... 45
Hình 2.18. Sơ đồ nghiên cứu thực nghiệm khi mài phẳng .......................................... 47
Hình 2.19. Mô hình nâng cao hiệu quả của quá trình mài phẳng ................................ 49
Hình 2.20. Quan hệ giữa tuổi thọ của đá với chi phí mài ............................................ 49
xi
Hình 2.21. Sơ đồ kết nối các thiết bị thí nghiệm ......................................................... 50
Hình 2.22. Kết nối các thiết bị thí nghiệm .................................................................. 51
Hình 2.23. Khu vực mài trong kết nối thiết bị thí nghiệm .......................................... 51
Hình 2.24. Kích thước và hình ảnh phôi thí nghiệm của luận án ................................ 52
Hình 2.25. Đá mài Hải Dương Cn46TB2GV1.300.32.127.30 m/s .............................. 53
Hình 2.26. Bút sửa đá kim cương nhiều hạt ............................................................... 53
Hình 2.27. Đầu đo lực Kistler 9257BA ...................................................................... 54
Hình 2.28. Thước đo nồng độ dầu REF-511............................................................... 54
Hình 2.29. Đồng hồ đo lưu lượng Z-5615 Panel Flowmeter ....................................... 54
Hình 2.30. Máy đo độ nhám SJ-201 của hãng Mitutoyo – Nhật Bản .......................... 55
Hình 2.31. Máy đo tọa độ CMM 544, Hãng Mitutoyo ............................................... 55
Hình 2.32. Dung sai độ phẳng bề mặt [24] ................................................................. 55
Hình 2.33. Kính hiển vi kỹ thuật số VHX - 6000 ....................................................... 55
Hình 3.1. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các thông số đến Ra khi bôi trơn làm mát. 64
Hình 3.2. Biểu đồ ảnh hưởng tương tác giữa ND và LL đến Ra ................................. 64
Hình 3.3. Biểu đồ các ảnh hưởng chính đến tỉ số S/N của Ra ..................................... 65
Hình 3.4. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Fy ......................................... 68
Hình 3.5. Ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của Fy ....................................... 69
Hình 3.6. Trị số quan hệ mờ trung bình theo thứ tự thí nghiệm .................................. 71
Hình 3.7. Ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ ............... 72
Hình 3.8. Biểu đồ các ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Ra khi sửa đá .................. 77
Hình 3.9. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến tỉ số S/N của Ra khi sửa đá ... 78
Hình 3.10. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Fy khi sửa đá ...................... 80
Hình 3.11. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fy khi sửa đá . 81
Hình 3.12. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Tw khi sửa đá ...................... 84
Hình 3.13. Biểu đồ các yếu tố ảnh hưởng chính đến tỉ số S/N của Tw khi sửa đá ........ 85
Hình 3.14. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Fl khi sửa đá ....................... 88
Hình 3.15. Biểu đồ ảnh hưởng của các thông số sửa đá khảo sát đến tỉ số S/N của Fl 89
Hình 3.16. Biểu đồ các ảnh hưởng chính của các yếu tố đến MRR khi sửa đá ............ 92
Hình 3.17. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến tỉ số S/N của Fl khi
sửa đá ........................................................................................................................ 93
Hình 3.18. Hệ số quan hệ mờ trung bình nhằm hai mục tiêu Ramin và Flmin cho từng thí
nghiệm sửa đá ............................................................................................................ 96
Hình 3.19. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến trị số trung bình
quan hệ mờ khi sửa đá nhằm Ramin và Flmin ................................................................ 97
Hình 3.20. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến trị số trung bình
quan hệ mờ khi sửa đá mong muốn Ramin và Flmin ...................................................... 98
Hình 3.21. Hệ số quan hệ mờ trung bình cho mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax cho
từng thí nghiệm sửa đá ............................................................................................. 100
xii
Hình 3.22. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số đến trị số trung bình quan hệ
mờ khi sửa đá mong muốn Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax ....................................... 102
Hình 3.23. Đồ thị các ảnh hưởng chính của tỉ số S/N của trị số trung bình quan hệ mờ
khi sửa đá mong muốn Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax ............................................. 102
Hình 3.24. Cấu trúc bề mặt đá mài sau khi sửa đá với chế độ: aedr = 0,025 mm, nr= 3 lần,
nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph ................................................ 105
Hình 3.25. Cắt lớp bề mặt đá mài sau khi sửa đá với chế độ: aedr = 0,025 mm, nr= 3 lần,
nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph ................................................ 105
Hình 3.26. Cấu trúc bề mặt đá mài sau khi mài hết tuổi bền với chế độ sửa đá: aedr =
0,025 mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph ............. 106
Hình 3.27. Cắt lớp bề mặt đá mài khi mài hết tuổi bền với chế độ sửa đá: aedr = 0,025
mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph ....................... 106
Hình 4.1. Ảnh hưởng của đường kính đá ban đầu đến chi phí mài một chi tiết 111
Hình 4.2. Ảnh hưởng của chiều rộng đá đến chi phí mài một chi tiết ....................... 111
Hình 4.3. Ảnh hưởng của chiều sâu sửa đá tổng cộng đến chi phí mài một chi tiết ... 112
Hình 4.4. Ảnh hưởng của lượng mòn đá mài đến chi phí mài một chi tiết ................ 112
Hình 4.5. Ảnh hưởng của độ cứng của phôi đến chi phí mài một chi tiết .................. 112
Hình 4.6. Ảnh hưởng của chi phí máy và con người đến chi phí mài một chi tiết ..... 113
Hình 4.7. Ảnh hưởng của giá thành một viên đá mài đến chi phí mài một chi tiết .... 113
Hình 4.8. Ảnh hưởng tuổi bền đá mài đến chi phí mài một chi tiết ........................... 113
Hình 4.9. Ảnh hưởng của đường kính đá khi thay đến chi phí mài một chi tiết ........ 114
Hình 4.10. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến De,op ............. 116
Hình 4.11. Biểu đồ thị ảnh hưởng chuẩn hóa thể hiện ảnh hưởng của các thông số khảo
sát đến đường kính thay đá tối ưu ............................................................................ 117
Hình 4.12. Đồ thị Pareto của các yếu tố ảnh hưởng thể hiện ảnh hưởng của các thông số
khảo sát đến đường kính thay đá tối ưu .................................................................... 117
Hình 4.13. Đồ thị các ảnh hưởng tương tác của các thông số khảo sát đến đường kính
thay đá tối ưu. .......................................................................................................... 118
Hình 4.14. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và tuổi bền của đá ........................ 124
Hình 4.15. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và năng suất gia công ................... 124
Hình 4.16. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và thời gian mài một chi tiết ........ 124
Hình 4.17. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và chi phí mài .............................. 125
xiii
DANH MỤC BẢNG BIỂU
Bảng 1.1. Chế độ sửa đá khi sử dụng đầu sửa đá kim cương nhiều hạt [77] ............... 14
Bảng 1.2. Lựa chọn lượng chạy dao sửa đá bằng bút kim cương một hạt theo nhám bề
mặt [55] ..................................................................................................................... 18
Bảng 1.3. Lựa chọn lượng chạy dao sửa đá bằng bút kim cương nhiều hạt theo nhám bề
mặt [55] ..................................................................................................................... 19
Bảng 1.4. Chế độ sửa đá khi sử dụng đầu sửa đá kim cương nhiều hạt của Winter [72].
.................................................................................................................................. 19
Bảng 2.1. Phân bố nhiệt cắt trong mài [21] ……………………………………..39
Bảng 2.2. Các thông số kỹ thuật của máy mài phẳng MOTO – YOKOHAMA .......... 51
Bảng 2.3. Thành phần hóa học của thép 90CrSi [8] ................................................... 52
Bảng 2.4. Chế độ nhiệt luyện thép 90CrSi [8] ............................................................ 52
Bảng 2.5. So sánh số lượng thí nghiệm giai thừa đầy đủ và thiết kế thí nghiệm OA [45].
.................................................................................................................................. 56
Bảng 3.1. Các mức thí nghiệm của các thông số ND, LL, Sd, VB và fd. ……….61
Bảng 3.2. Ma trận thí nghiệm L16 ............................................................................. 61
Bảng 3.3. Kết quả thí nghiệm bôi trơn làm mát cho Ra và Fy. .................................... 62
Bảng 3.4. ANOVA giá trị �� và tỉ số S/N của Ra ...................................................... 63
Bảng 3.5. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến �� và tỉ số S/N của Ra ................... 64
Bảng 3.6. ANOVA giá trị �� khi đưa fd vào phân tích lỗi.......................................... 66
Bảng 3.7. ANOVA giá trị �� và tỉ số S/N của Fy ....................................................... 67
Bảng 3.8. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến �� và đến tỉ số S/N của Fy ............. 68
Bảng 3.9. Tỉ số S/N, giá trị chuẩn hóa Zij và độ sai lệch 0j(k) của tỉ số S/N của Ra và
Fy .............................................................................................................................. 70
Bảng 3.10. Trị số quan hệ mờ ứng với các thông số đầu ra và trị số quan hệ mờ trung
bình ........................................................................................................................... 70
Bảng 3.11. ANOVA trị số và tỉ số S/N của .......................................................... 71
Bảng 3.12. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến trị số và tỉ số S/N của ......... 72
Bảng 3.13. Kết quả so sánh giá trị tính toán và thực nghiệm của nhám bề mặt và lực cắt
khi bôi trơn làm mát .................................................................................................. 73
Bảng 3.14. Các mức thí nghiệm của các thông số đầu vào S, aedr, nr, aedf, nf và nnon.... 73
Bảng 3.15. Mục tiêu của từng chỉ tiêu đánh giá khi sửa đá ......................................... 74
Bảng 3.16. Kế hoạch thí nghiệm theo các thông số đầu vào aedr, nr, aedf, nf, nnon và S . 74
Bảng 3.17. Kết quả thí nghiệm khi sửa đá .................................................................. 75
Bảng 3.18. ANOVA giá trị �� và tỉ số S/N của Ra khi sửa đá. .................................. 76
Bảng 3.19. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến �� khi sửa đá. .............................. 76
Bảng 3.20. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Ra khi sửa đá .......... 78
Bảng 3.21. ANOVA giá trị Ra khi đưa S vào phân tích lỗi ........................................ 78
xiv
Bảng 3.22. ANOVA giá trị �� và tỉ số S/N của Fy khi sửa đá .................................... 79
Bảng 3.23. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến �� ................................................ 80
Bảng 3.24. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fy khi sửa đá ........... 81
Bảng 3.25. ANOVA giá trị Fy khi sửa đá sau khi đưa aedf vào phân tích lỗi ............... 82
Bảng 3.26. ANOVA giá trị Tw và tỉ số S/N của Tw khi sửa đá ................................... 83
Bảng 3.27. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến Tw ............................................... 83
Bảng 3.28. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Tw khi sửa đá .......... 85
Bảng 3.29. ANOVA giá trị �� khi sửa đá khi đưa nnon, nf, aedf và S vào phân tích lỗi 86
Bảng 3.30. ANOVA giá trị �� khi sửa đá .................................................................. 87
Bảng 3.31. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến �� khi sửa đá ............................ 88
Bảng 3.32. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fl khi sửa đá ........... 89
Bảng 3.33. ANOVA giá trị �� khi đưa S vào phân tích lỗi ........................................ 89
Bảng 3.34. ANOVA giá trị ��� và tỉ số S/N của MRR khi sửa đá ........................... 91
Bảng 3.35. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ��� khi sửa đá ........................... 91
Bảng 3.36. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của MRR khi sửa đá ...... 93
Bảng 3.37. ANOVA giá trị ��� khi đưa S vào phân tích lỗi .................................... 93
Bảng 3.38. Trị số S/N, giá trị chuẩn hóa của S/N và sai lệch của dãy tham chiếu của các
thí nghiệm nhằm Ramin và Flmin .................................................................................. 95
Bảng 3.39. Trị số quan hệ mờ và trị số quan hệ mờ trung bình khi sửa đá cho hai mục
tiêu Ramin và Flmin ...................................................................................................... 95
Bảng 3.40. ANOVA và tỉ số S/N của cho mục tiêu cả Ramin và Flmin khi sửa đá ... 96
Bảng 3.41. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến hệ số quan hệ mờ nhằm Ramin và
Flmin khi sửa đá ........................................................................................................... 96
Bảng 3.42. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ
nhằm Ramin và Flmin khi sửa đá.................................................................................... 97
Bảng 3.43. ANNOVA hệ số quan hệ mờ sau khi đưa S vào phân tích lỗi khi sửa đá nhằm
Ramin và Flmin ............................................................................................................. 99
Bảng 3.44. Trị số S/N và giá trị chuẩn hóa của tỉ số S/N nhằm đạt mục tiêu Ramin, Flmin,
MRRmax và Twmax ....................................................................................................... 99
Bảng 3.45. Độ sai lệch của dãy tham chiếu, trị số quan hệ mờ và trị số quan hệ mờ trung
bình khi sửa đá cho mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax .................................... 100
Bảng 3.46. ANOVA trị số và tỉ số S/N của cho mục tiêu cả Ramin, Flmin, MRRmax và
Twmax khi sửa đá ....................................................................................................... 101
Bảng 3.47. Mức độ ảnh hưởng của các thông số khảo sát đến hệ số quan hệ mờ nhằm
Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax khi sửa đá ................................................................. 101
Bảng 3.48. Mức độ ảnh hưởng của các thông số khảo sát đến tỉ số S/N của trị số quan
hệ mờ nhằm Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax khi sửa đá ............................................. 102
xv
Bảng 3.49. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến hệ số quan hệ mờ sau khi đưa S vào
phân tích lỗi nhằm cả 4 mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax .............................. 103
Bảng 3.50. Kết quả so sánh giữa tính toán và thực nghiệm khi tối ưu hóa đồng thời bốn
mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax ................................................................... 104
Bảng 4.1. Phạm vi khảo sát các thông số đến đường kính thay đá tối ưu ……...115
Bảng 4.2. Kế hoạch thí nghiệm sàng lọc theo D0, Wgw, aed, HRC, Tw, Wpd, Cmh, Cđm đến
De,op ......................................................................................................................... 115
Bảng 4.3. Thông tin mô hình hồi quy sau khi loại bỏ các yếu tố và tương tác có ảnh
hưởng yếu đến De,op. ................................................................................................ 119
Bảng 4.4. Bảng phân tích phương sai của mô hình hồi quy De,op .............................. 120
Bảng 4.5. Kết quả thí nghiệm năng suất khi mài ...................................................... 122
Bảng 4.6. Kết quả tính toán chi phí mài cho mỗi chi tiết .......................................... 123
Bảng 4.7. Hiệu quả của sử dụng đường kính thay đá tối ưu ...................................... 125
Bảng 4.8. Hiệu quả của sử dụng đường kính thay đá, chế độ trơn nguội, chế độ sửa đá
tối ưu ....................................................................................................................... 126
1
MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Gia công mài bắt đầu được ứng dụng trong sản xuất cơ khí từ thế kỷ 19. Khoảng
giữa thế kỷ 20, người ta đã nhận thấy rằng mài là gia công chiến lược và là nguyên công
then chốt để đạt được độ chính xác và nhám bề mặt cần thiết. Mài có thể gia công với
chiều sâu cắt rất nhỏ, từ 0,05÷0,09 mm; vận tốc cắt lớn, 20÷40 m/s với mài thông thường
và đến 200 m/s với mài cao tốc. Độ chính xác của các chi tiết mài cao với cấp chính xác
đạt được từ 5÷7 và nhám bề mặt sau mài đạt thấp, có thể đạt từ 0,2÷3,2 μm hoặc thấp
hơn. Chính nhờ các ưu điểm trên nên mài là nguyên công gia công tinh và bán tinh phổ
biến nhất trong gia công cơ khí, nhất là các chi tiết yêu cầu độ chính xác cao và nhám
bề mặt thấp. Mài đặc biệt chiếm ưu thế khi gia công tinh các chi tiết có độ cứng cao, độ
bền cao, thông thường là các chi tiết sau khi tôi v.v… Người ta đã thống kê rằng gia
công mài chiếm đến 20÷25% tổng chi phí cho gia công cơ nói chung [14, 63]. Nhờ tiến
bộ kỹ thuật đạt được trong lĩnh vực vật liệu dụng cụ cắt mà hiện nay nhiều nguyên công
mài phẳng đã được thay thế bằng nguyên công phay cứng cho năng suất và hiệu quả
kinh tế cao hơn hẳn. Tuy nhiên, mài phẳng vẫn là nguyên công không thể thay thế khi
gia công tinh lần cuối các chi tiết dạng tấm, dạng đĩa mỏng (như lá van máy nén khí, lá
ly hợp, phanh đĩa, khuôn ép, dập….) hoặc dụng cụ cắt. Các quá trình lý – hóa xảy ra ở
vùng mài rất phức tạp và gây khó khăn cho việc điều khiển quá trình mài để đạt hiệu
quả kinh tế - kỹ thuật mong muốn. Do vậy, phương pháp mài hiện vẫn vẫn được các nhà
khoa học trong và ngoài nước quan tâm nghiên cứu.
Với gia công mài, vận tốc cắt (vận tốc của đá mài Vđ) là thông số quan trọng quyết
định đến năng suất, chi phí và lợi nhuận của nguyên công mài nói riêng và quá trình gia
công nói chung. Khi mài, vận tốc cắt Vđ tỉ lệ thuận với đường kính của đá mài Ds và số
vòng quay của trục mang đá nđ. Như vậy, với cùng một đường kính đá thì vận tốc cắt
càng lớn nếu số vòng quay của trục mang đá càng cao. Với các máy mài có số vòng
quay trục mang đá không đổi, khi đá mài mới thì đường kính đá lớn nên vận tốc cắt cao
do đó năng suất mài cao. Giả sử với cùng một viên đá mài, chi phí đá mài/h sẽ cao nếu
tuổi thọ của đá nhỏ, chẳng hạn giá mua một viên đá mài 360.000 đ/viên, tuổi thọ đá là
18h thì chi phí đá mài/h sẽ là 20.000 đ/h. Ngược lại, chi phí đá mài/h sẽ rất nhỏ nếu tuổi
thọ của đá lớn, ví dụ với cùng viên đá mài như trên, tuổi thọ đá là 30h thì chi phí đá
mài/h sẽ là 12.000 đ/h. Tuy vậy, khi đường kính đá khi thay nhỏ, nghĩa là kéo dài tuổi
thọ của đá, thì vận tốc cắt rất thấp và dẫn đến năng suất mài sẽ rất thấp.
Như vậy, tồn tại một giá trị tuổi thọ của đá tối ưu, hay đường kính thay đá tối ưu,
mà với tuổi thọ này chi phí nguyên công mài là nhỏ nhất. Thêm vào đó, tồn tại một giá
trị tuổi thọ tối ưu của đá mà ở đó lợi nhuận của quá trình mài đạt được lớn nhất.
Trong thực tế điều kiện sản xuất cơ khí ở Việt Nam, phần lớn các cơ sở đều sử
dụng máy mài phẳng vạn năng - tốc độ quay của trục mang đá thường không đổi và hầu
2
hết đều sử dụng đá mài Hải Dương - loại đá có tính năng cắt tốt, chi phí ban đầu thấp và
hiện được xuất khẩu nhiều. Với máy mài phẳng vạn năng, như trên đã phân tích, đường
kính đá khi thay (hay tuổi thọ của đá) là thông số ảnh hưởng trực tiếp đến năng suất và
chi phí của nguyên công mài phẳng. Ngoài ra, các cơ sở sản xuất ở nước ta thường có
thói quen sử dụng đá mài cho đến khi không thể dùng được nữa, nghĩa là mài đến khi
đá mòn đến sát bích kẹp đá, vì thường cho rằng sử dụng đá mài như vậy sẽ tiết kiệm.
Lúc đó, đường kính đá nhỏ, vận tốc cắt thấp dẫn đến năng suất mài giảm, chi phí mài
phẳng tăng và hiệu quả kinh tế giảm. Vì lý do đó, việc xác định tuổi thọ tối ưu của đá
(hay xác định đường kính đá khi thay tối ưu) nhằm mục đích đạt được chi phí gia công
mài phẳng là nhỏ nhất hoặc lợi nhuận gia công là lớn nhất có ý nghĩa thực tiễn quan
trọng trong sản xuất mài ở nước ta.
Từ phân tích nêu trên cho thấy có thể nâng cao hiệu quả của quá trình mài phẳng
khi mài tinh (tăng năng suất hay giảm giá thành mài) bằng việc xác định đường kính tối
ưu khi thay (hay tuổi thọ tối ưu) của đá mài.
Ngoài vấn đề nêu trên, thực tế gia công mài cho thấy, việc sử dụng dung dịch trơn
nguội là biện pháp rất hiệu quả nhằm làm giảm nhiệt khi mài, giảm mòn của đá và dẫn
tới nâng cao năng suất và chất lượng của quá trình mài [48]. Thêm vào đó, các nghiên
cứu trong [16] và [68] cho thấy chế độ sửa đá có ảnh hưởng nhiều đến topography của
đá mài và qua đó ảnh hưởng đến khả năng cắt của đá. Như vậy, ngoài biện pháp xác
định đường kính tối ưu khi thay của đá mài như đã nêu ở trên, để nâng cao hiệu quả
của quá trình mài phẳng (nâng cao năng suất, đảm bảo chất lượng và giảm chi phí
gia công) có thể thực hiện bằng việc xác định chế độ bôi trơn làm mát hợp lý và chế
độ sửa đá hợp lý hoặc chế độ sửa đá tối ưu nếu có thể.
Từ những vấn đề nêu trên, tác giả lựa chọn đề tài “Nghiên cứu nâng cao hiệu quả
của quá trình mài phẳng khi mài tinh” cho luận án của mình.
2. Mục đích của đề tài
Mục đích của đề tài là nghiên cứu nâng cao hiệu quả kinh tế - kỹ thuật của quá
trình mài phẳng khi mài tinh thông qua các thông số đường kính thay đá, chế độ bôi trơn
làm mát, chế độ cắt và chế độ sửa đá. Từ đó lựa chọn được bộ thông số công nghệ hợp
lý để giảm chi phí đồng thời nâng cao năng suất, chất lượng bề mặt gia công.
3. Phương pháp và phạm vi nghiên cứu
3.1. Phương pháp và đối tượng nghiên cứu
- Phương pháp nghiên cứu: Nghiên cứu lý thuyết kết hợp với nghiên cứu thực
nghiệm.
Nghiên cứu lý thuyết: Khảo sát các kết quả nghiên cứu đã công bố, phân tích các
vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu, từ đó xác định hướng nghiên cứu, đối tượng, mục tiêu
và phạm vi nghiên cứu của luận án. Phân tích và lựa chọn phương pháp quy hoạch thực
3
nghiệm để giảm số lượng thí nghiệm. Xây dựng mô tính tính toán xác định đường kính
đá mài khi thay tối ưu.
Nghiên cứu thực nghiệm: Thực nghiệm nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số
đến hiệu quả kinh tế - kỹ thuật của quá trình mài phẳng khi mài tinh. Từ đó xác định các
thông số chế độ công nghệ bôi trơn làm mát, chế độ cắt và chế độ sửa đá hợp lý. Đồng
thời kiểm chứng mô hình tính toán xác định đương kính đá mài khi thay tối ưu.
- Đối tượng nghiên cứu: Công nghệ mài tinh phẳng bằng chu vi đá với đối tượng
thực nghiệm là thép 90CrSi qua tôi bằng đá mài Hải Dương.
Thép 90CrSi là loại thép hợp kim dụng cụ hiện được sử dụng rất phổ biến làm các
chi tiết dạng đĩa mỏng và dạng tấm và dụng cụ cắt như: Van máy nén khí, lá ly hợp,
phanh đĩa, khuôn dập, khuôn ép, chày - cối dập viên nén, dụng cụ cắt cắt và chấn tôn
góc… và thường được tôi cứng để đáp ứng được yêu cầu chống mài mòn và gia công
mài phẳng mài tinh là nguyên công gia công tinh lần cuối không thể thay thế. Trong khi
ở Việt Nam, đá mài truyền thống, đặc biệt là đá mài Hải Dương - loại đá mài có tính
năng cắt gọt tốt, chi phí ban đầu hợp lý và được xuất khẩu nhiều hiện đang được sử dụng
phổ biến trên các máy mài phẳng vạn năng.
3.2. Phạm vi nghiên cứu của đề tài:
- Xác định đường kính thay đá tối ưu khi mài phẳng bằng lý thuyết và thực nghiệm;
- Xác định chế độ bôi trơn làm mát hợp lý khi mài phẳng bằng thực nghiệm;
- Xác định chế độ sửa đá hợp lý bằng thực nghiệm.
4. Ý nghĩa của đề tài
4.1. Ý nghĩa khoa học
- Phân tích chi phí của nguyên công mài phẳng từ đó xây dựng mô hình tính toán
xác định đường kính khi thay tối ưu;
- Làm rõ ảnh hưởng của chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt đến nhám bề mặt
và lực cắt; chế độ công nghệ sửa đá đến nhám bề mặt, lực cắt, dung sai độ phẳng, tuổi
bền và năng suất gia công khi mài phẳng thép 90CrSi bằng đá mài Hải Dương;
- Kết quả của nghiên cứu sẽ góp phần hoàn thiện lý thuyết về quá trình mài (đặc
biệt là mài phẳng khi mài tinh) và làm cơ sở khoa học cho các công trình khác nhằm tối
ưu hóa quá trình mài.
4.2. Ý nghĩa thực tiễn
Kết quả nghiên cứu có thể làm tài liệu tham khảo cho giảng dạy, nghiên cứu khoa
học và ứng dụng vào sản xuất thực tế để nâng cao năng suất, chất lượng đồng thời giảm
chi phí mài phẳng khi mài tinh.
5. Các điểm mới (đóng góp mới) của đề tài
- Đề xuất mô hình xác định chi phí mài phẳng để tính toán đường kính thay đá tối
ưu để đạt được chi phí thấp nhất bằng lý thuyết và kiểm chứng thực nghiệm;
4
- Đánh giá ảnh hưởng của chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt khi mài phẳng để
lựa chọn bộ thông số hợp lý khi mài tinh thép 90CrSi bằng đá mài Hải Dương;
- Đánh giá ảnh hưởng của chế độ công nghệ sửa đá khi mài phẳng để lựa chọn bộ
thông số hợp lý khi mài tinh thép 90CrSi bằng đá mài Hải Dương.
6. Cấu trúc của luận án
Cấu trúc của luận án được trình bày gồm: Mở đầu, 04 chương và kết luận chung.
Chương 1. Tổng quan về mài phẳng
Chương 2. Cơ sở lý thuyết về mài phẳng và phương pháp xây dựng mô hình thí
nghiệm.
Chương 3. Nghiên cứu thực nghiệm xác định chế độ bôi trơn làm mát, chế độ cắt
và chế độ sửa đá hợp lý.
Chương 4. Nghiên cứu xác định đường kính thay đá tối ưu.
Kết luận chung và hướng nghiên cứu tiếp theo.
5
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ MÀI PHẲNG
1.1. Đặc điểm và các sơ đồ mài phẳng
Gia công bằng phương pháp mài được chia thành nhiều dạng khác nhau như mài
tròn (trong hoặc ngoài, có tâm hoặc vô tâm), mài phẳng. So với các phương pháp gia
công cắt gọt khác, mài nói chung và mài phẳng nói riêng có một số đặc điểm sau [14]:
- Đá mài được tạo thành gồm các hạt mài được sắp xếp lộn xộn, ngẫu nhiên và
được liên kết với nhau bằng chất dính kết. Các hạt mài nằm tách biệt nhau trên bề mặt
đá, chúng tham gia cắt không liên tục và cắt ra mỗi phoi riêng. Do đó có thể xem quá
trình mài như là một quá trình cào xước liên tục lên bề mặt của phôi.
- Đá mài có thể được coi là dụng cụ cắt nhiều lưỡi, các lưỡi cắt có thông số hình
học không giống nhau. Trong quá trình mài, số lượng hạt mài có góc trước âm lớn tham
gia cắt là chủ yếu, điều này không thuận tiện cho quá trình cắt gọt, dó đó lực hướng kính
khi mài rất lớn.
- Tốc độ cắt khi mài rất lớn, thông thường khoảng 2040m/s, đặc biệt có thể lên
đến 120m/s hoặc cao hơn. Thêm vào đó, góc cắt của các hạt mài lớn nên nhiệt độ cắt
khi mài rất cao, có thể đạt tới 10001500C. Phoi tạo ra khi mài rất nhỏ và nóng đỏ.
- Lực cắt khi mài tuy nhỏ nhưng diện tích tiếp xúc của đỉnh các hạt mài với bề mặt
gia công rất nhỏ nên lực cắt đơn vị rất lớn. Năng lượng riêng khi mài khoảng 50J/mm3,
trong khi đó năng lượng riêng của các phương pháp cắt gọt khác khoảng 2÷5J/mm3.
- Trong quá trình mài, đá mài có khả năng tự mài sắc. Nghĩa là các hạt cùn bị bật
ra khỏi chất dính kết và các hạt có đỉnh sắc ở lân cận tham gia cắt, hoặc hạt mài cùn bị
vỡ tạo thành các lưỡi cắt sắc mới tham gia cắt.
- Bề mặt gia công thường có một lớp cứng nguội phân bố đều, chiều dày khoảng
2m, độ cứng HV = 1100. Lớp bề mặt này tồn tại ứng suất dư lớn và những vết nứt tế
vi. Do vậy, sau khi mài thông thường có thể tiến hành mài khôn hoặc mài nghiền để
khắc phục hiện tượng này.
- Do không điều chỉnh được vị trí và thông số hình học của hạt mài nên việc điều
khiển quá trình mài rất khó khăn.
Nâng cao chất lượng sản phẩm đồng thời giảm chi phí gia công là mục tiêu của
hầu hết các quá trình sản xuất. Đối với các chi tiết phải sử dụng nguyên công mài thì
chất lượng và chi phí của nguyên công này có ảnh hưởng rất lớn tới chất lượng và chi
phí sản xuất. Trong thực tế, các chi tiết máy có hình dạng, kích thước, profile bề mặt rất
đa dạng như mặt trụ, mặt cầu hoặc mặt phẳng vv... Hầu hết các chi tiết đều có mặt phẳng
và yêu cầu nhám bề mặt thấp, dung sai nhỏ, độ cứng bề mặt cao. Nếu không sử dụng
phương pháp mài thì hoặc không đáp ứng được yêu cầu kỹ thuật; hoặc hiệu quả gia công
rất thấp, chi phí gia công cao. Do vậy, mài phẳng chiếm vị trí rất quan trọng khi gia công
chính xác các chi tiết này.
6
Mô hình mài phẳng bao gồm hai dạng: (1) Dùng chu vi của đá để mài gọi là mài
lăn (Hình 1.1a, b, c); (2) Dùng mặt đầu của đá để mài, gọi là mài mặt hoặc mài xoa
(Hình 1.1d, e, f).
Phương pháp mài lăn có diện tích tiếp xúc giữa chu vi đá với bề mặt gia công nhỏ
hơn nên năng suất cắt thấp hơn so với mài xoa. Nhưng dễ bôi trơn làm mát và cho chất
lượng bề mặt gia công cao. Phương pháp này thường dùng để mài những chi tiết có bề
rộng lớn và yêu cầu chính xác cao.
Phương pháp mài xoa có diện tích tiếp xúc giữa mặt đầu của đá với bề mặt gia
công lớn nên cho năng suất cắt cao. Chất lượng bề mặt gia công thấp vì điều kiện bôi
trơn làm mát khó khăn. Nhiệt mài phát sinh lớn, dễ gây ra biến dạng nhiệt trong quá
trính mài. Nhược điểm này được khắc phục bằng cách gá nghiêng trục đá một góc
khoảng 1o2o để giảm diện tích tiếp xúc giữa đá với bề mặt gia công, đồng thời đưa
dung dịch trơn nguội tới vùng cắt dễ hơn. Phương pháp này thường dùng để mài những
chi tiết có độ chính xác thấp và bề rộng mài nhỏ.
a) Mài dọc bằng chu vi đá b) Mài rãnh bằng chu vi đá c) Mài bằng chu vi đá với
bàn quay
d) Mài chạy dao hướng
tâm bằng mặt đầu đá
e) Mài chạy dao dọc bằng
mặt đầu đá f) Mài xoa
Hình 1.1. Sơ đồ mài phẳng [48]
Thông thường, quá trình mài phẳng bằng chu vi đá trên máy mài có bàn máy hình
chữ nhật gồm có các chuyển động (Hình 1.2) [4]: (1) Chuyển động quay tròn của đá mài
(Vđ) là chuyển động cắt chính của quá trình mài; (2) Chuyển động tịnh tiến khứ hồi của
bàn máy mang chi tiết gia công (VB) nhằm đảm bảo mài hết chiều dài chi tiết; (3) Chuyển
động tịnh tiến dọc trục của đá (Sd) nhằm đảm bảo mài hết chiều rộng chi tiết gia công;
(4) Chuyển động tịnh tiến của đá theo phương thẳng đứng (Sđ) nhằm tạo ra chiều sâu
cắt (fd).
7
Hình 1.2. Các chuyển động khi mài phẳng bằng chu vi đá trên máy mài có bàn máy
hình chữ nhật [4]
1.2. Tổng quan về các vấn đề nghiên cứu
Hình 1.3 mô tả ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến quá trình mài và đến chất
lượng của chi tiết gia công. Theo đó, các thông số đầu vào tạo ra một hệ gồm máy mài
và đồ gá mài (loại máy, đặc tính của máy), chi tiết gia công (hình dạng và vật liệu chi
tiết), đá mài (hình dạng và tính chất của đá), dụng cụ sửa đá (loại và tính chất), dung
dịch trơn nguội (loại và chế độ trơn nguội). Hệ các thông số nêu trên tạo nên các biến
đầu vào ảnh hưởng đến quá trình mài. Các biến này gồm có các thông số của chế độ mài
(chiều sâu cắt khi mài, lượng chạy dao, tốc độ cắt), các thông số công nghệ sửa đá (chiều
sâu sửa đá, lượng chạy dao, số lần sửa) và chế độ trơn nguội (loại dung dịch, nồng độ,
áp suất và lưu lượng).
Hình 1.3. Ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến các tham số của quá trình mài và
đến các chỉ tiêu kinh tế - kỹ thuật của sản phẩm gia công [4, 7, 36]
th«ng sè ®Çu vµo
1. M¸y mµi vµ ®å g¸ mµi2. §¸ mµi:- VËt liÖu h¹t;
- ChÊt kÕt dÝnh;- §é cøng;
- CÊu tróc ®¸;- §é h¹t;
3. §èi tîng gia c«ng- VËt liÖu;- H×nh d¸ng, kÝch thíc
4. ChÕ ®é tr¬n nguéi
- Nång ®é;- Lu lîng;
- ¸p suÊt.
5. ChÕ ®é c¾t:
- VËn tèc c¾t- Lîng ch¹y dao;
- ChiÒu s©u c¾t.
6. ChÕ ®é söa ®¸:
- Dông cô söa;
- ChÕ ®é söa.
c¸c hiÖn tîng vËt lý x¶y
ra trong qu¸ tr×nh c¾t
lùc c¾t
nhiÖt c¾t
mßn
rung ®éng
th«ng sè ®Çu ra
1. N¨ng suÊt
2. ChÊt lîng:- §é nh¸m;- §é sãng;- C¬ lý tÝnh.3. Gi¸ thµnh
4. Tuæi thä ®¸
8
Quá trình mài được đặc trưng bởi cơ chế cắt (về cơ và nhiệt) và cơ chế mòn (về
cơ, nhiệt và hóa học). Các cơ chế này đều bị ảnh hưởng bởi rung động và nhiệt cắt khi
mài. Kết quả của quá trình mài gồm hiệu quả về kinh tế và kỹ thuật. Về kỹ thuật, quá
trình mài tạo nên chi tiết gia công có độ chính xác về hình dạng, kích thước và có chất
lượng bề mặt tốt, tuy nhiên cũng tạo nên một lớp mỏng trên bề mặt có thể bị phá hủy.
Thêm vào đó, quá trình mài cũng làm mòn đá mài và làm cho bề mặt đá bị bám dính bởi
các phoi kim loại. Về hiệu quả kinh tế, quá trình mài được đánh giá bởi năng suất và chi
phí mài. Do vậy, tổng quan các nghiên cứu về mài phẳng tập trung vào các vấn đề: Ảnh
hưởng của các thông số chế độ cắt; Ảnh hưởng của chế độ sửa đá; Ảnh hưởng của chế
độ bôi trơn làm mát; Xác định chi phí của quá trình mài.
Từ các phân tích trên cho thấy, muốn nâng cao hiệu quả của quá trình mài (tăng
năng suất, giảm chi phí mài) thì cần thiết phải lựa chọn tối ưu các biến đầu vào để được
các thông số quá trình mài hợp lý hoặc tối ưu. Từ đó đạt được hiệu quả quá trình mài tốt
nhất hay hợp lý nhất. Muốn vậy cần thực hiện các giải pháp sau:
- Xác định các thông số chế độ cắt khi mài hợp lý hoặc tối ưu bao gồm: Chiều sâu
cắt khi mài, lượng chạy dao, tốc độ cắt;
- Xác định đường kính đá tối ưu khi thay;
- Xác định chế độ công nghệ sửa đá mài hợp lý hoặc tối ưu;
- Xác định chế độ trơn nguội khi mài hợp lý hoặc tối ưu.
1.2.1. Các nghiên cứu về ảnh hưởng của chế độ cắt
Các thông số chế độ cắt khi mài gồm chiều sâu cắt, lượng chạy dao, tốc độ cắt.
Những thông số này ảnh hưởng lớn đến năng suất và chất lượng mài cũng như
topography, độ mòn và tuổi bền của đá mài. Cho đến nay, có rất nhiều nghiên cứu về
ảnh hưởng của các thông số nói trên đến quá trình mài và việc lựa chọn hợp lý hoặc tính
toán tối ưu các thông số này.
Năm 2004, E. I. Suzdal’tsev và các cộng sự [35] đã tiến hành nghiên cứu ảnh
hưởng của các thông số chế độ mài đến chất lượng các chi tiết làm từ Pyroceramic khi
mài phẳng bằng đá mài kim cương.
Hình 1.4. Quan hệ giữa lực cắt và loại chất dính kết của đá kim cương [35]
Nghiên cứu cho thấy, lực cắt nhỏ nhất và ít thay đổi ứng với các chất dính là M04,
M17-01, M1-10, M2-01 (Hình 1.4). Cỡ hạt mài tăng thì lực cắt giảm nhưng nhám bề
9
mặt tăng (Hình 1.5a), mật độ kim cương của đá mài (4,39 cara/mm3 vành đá mài kim
cương tương đương mật độ 100%) (Hình 1.5b) và vận tốc đá mài (Hình 1.5c) tăng thì
lực cắt giảm, nhám bề mặt giảm sau đó tăng. Vận tốc bàn tăng (tỉ số giữa vận tốc cắt và
vận tốc bàn giảm) thì nhám bề mặt và lượng mòn đá tăng còn lực cắt Fy giảm (Hình 1.6).
Chiều sâu cắt tăng thì lực cắt tăng (Hình 1.7).
a) b)
c)
Hình 1.5. Quan hệ giữa lực cắt và nhám
bề mặt gia công [35] với:
(a) độ hạt của đá, (b) mật độ kim cương
và (c) với vận tốc cắt của đá.
Hình 1.6. Ảnh hưởng của vận tốc bàn
và vận tốc cắt của đá đến lực cắt, nhám
bề mặt gia công và độ mòn của đá kim
cương [35]
Hình 1.7. Quan hệ giữa lực cắt và chiều
sâu cắt với lượng chạy dao khi mài [35]:
1) Sd = 0,07 mm/vòng; 2) Sd = 0,14
mm/vòng; 3) Sd = 0,305 mm/vòng
Năm 2006, Asokan và các công sự [28] đã sử dụng và so sánh giữa thuật toán di
truyền (GA), lập trình bậc hai (QP) và thuật toán bầy đàn (PSO) để tối ưu hóa các thông
số của chế độ cắt cho các chỉ tiêu tổng chi phí sản xuất (CT), tỷ lệ bóc tách (WRP),
10
nhám bề mặt (Ra) và chỉ tiêu tổng hợp (COF) cho cả mài thô và mài tinh. Theo đó, đối
với mài thô thì tổng chi phí sản xuất thu được bởi PSO là cao hơn 2,11% so với GA và
16,93% so với QP. Tuy vậy, tỷ lệ bóc tách theo PSO cao hơn 9,18% so với GA và cao
hơn 35,49% so với QP. Trong trường hợp mài tinh, tổng chi phí sản xuất theo PSO cao
hơn 8,03% so với GA và thấp hơn 7,40% so với QP nhưng nhám bề mặt cao hơn 4,46%
so với QP và GA. Rõ ràng, việc tối ưu hóa bầy đàn đã vượt trội hơn GA và QP trong
quá trình mài thô và QP trong quá trình mài tinh khi xem xét các tiêu chí tổng hợp
(COF). PSO đã đạt được một sự cải thiện tổng thể 22,61% và 80,53% so với GA và QP
tương ứng với mài thô và 5,70% so với QP khi mài tinh.
Hiệu quả của mài vận tốc cao bằng đá mài CBN đã được Ioan D. Marinescu và các
cộng sự chỉ ra năm 2006 [48]. So với đá mài truyền thống, đá CBN cho tốc độ bóc tách
vật liệu cao hơn, chất lượng chi tiết gia công tốt hơn và chi phí đầu tư trên giá thành
nguyên công thấp hơn. Các tác giả chỉ ra rằng tốc độ bóc tách vật liệu rất cao (>200
mm3/(mm/s)) có thể đạt được khi vận tốc mài rất cao (Hình 1.8). Với vận tốc của đá cao
như vậy thì chỉ có đá CBN mới đạt được còn các đá mài truyền thống thì không thể.
Hình 1.8. Quan hệ giữa tốc độ bóc tách vật liệu với năng lượng riêng [48]
Hình 1.9. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến lực mài [48]
11
Bên cạnh đó, ảnh hưởng của tốc độ cắt đến các thành phần lực khi mài bằng đá
CBN cũng được các tác giả này chỉ ra (Hình 1.9). Dễ dàng thấy rằng, khi mài với vận
tốc cao thì công suất cắt gần như không đổi do thành phần lực Fz không đổi. Tuy nhiên,
vận tốc mài càng lớn thì lực hướng kính Fy càng nhỏ nên việc tiến dao hướng kính càng
dễ dàng. Điều đó dẫn đến năng suất và chất lượng mài tăng lên.
Năm 2007, R. P. Upadhyaya và J. H. Fiecoat [59] đã tiến hành một nghiên cứu
thực nghiệm đánh giá ảnh hưởng của các loại hạt CBN đơn tinh thể đến khả năng cắt
của đá mài CBN khi mài phẳng. Nghiên cứu này sử dụng đá mài CBN mạ điện, độ hạt
60/70, đường kính đá 178mm, bề rộng đá 12,7mm với 5 loại vật liệu CBN đơn tinh
thể, vật liệu chi tiết là SS440 qua tôi đạt HRC54 với chế độ mài không đổi (tốc độ mài
của đá 45 m/s, lượng chạy dao 8,5mm/s, chiều sâu cắt 1,27mm). Quan hệ giữa tốc độ
bóc tách riêng của vật liệu với công suất cắt và với độ nhám bề mặt gia công đã được
khảo sát (Hình 1.10). Thêm vào đó, kết quả của nghiên cứu cho thấy mài với đá CBN
có tinh thể cứng hơn thì đá sẽ mòn ít hơn, tốc độ bóc tách vật liệu cao hơn và đòi hỏi
công suất cắt nhỏ hơn.
a) b)
Hình 1.10. Quan hệ giữa tốc độ bóc tách riêng vật liệu với công suất mài (a) và nhám
bề mặt gia công (b) [59]
Năm 2013, Mustafa Kemal Külekci [52] đã tối ưu hóa vận tốc cắt, tốc độ bàn và
chiều sâu cắt khi mài phẳng thép AISI 1040 với đá mài EKR46K sử dụng phương pháp
Taguchi nhằm đạt độ nhám nhỏ nhất. Các kết quả thí nghiệm thu được trong nghiên cứu
này cho thấy nhám bề mặt chịu ảnh hưởng chính bởi chiều sâu cắt và tốc độ cắt, còn
mức độ ảnh hưởng của vận tốc bàn thấp hơn. Thứ tự đóng góp ảnh hưởng của các thông
số mài bao gồm chiều sâu cắt, tốc độ cắt và vận tốc bàn lần lượt là 50%, 40% và 10%.
Kết quả tối ưu cho thép AISI 1040 bao gồm: Tốc độ cắt (Vđ) là 1500 vòng/ph, vận tốc
bàn (VB) 20 m/ph và chiều sâu cắt (fd) là 0,05mm cho nhám bề mặt Ra = 0,2µm so với
dự đoán 0,19µm.
Năm 2014, Binu Thomas và các cộng sự [30] đã tối ưu hóa chế độ cắt khi mài
phẳng vật liệu gốm SiC với cỡ hạt 320 sử dụng đá mài kim cương nhằm đảm bảo độ
nhám dựa vào phân tích mô hình và thực nghiệm. Theo đó, tốc độ quay của đá mài,
12
chiều sâu cắt và vận tốc bàn đều ảnh hưởng mạnh đến nhám bề mặt sau mài (Hình 1.11)
và quy luật thay đổi cũng tương tự trong [35]. Các tác giả này đã đưa ra công thức tính
toán Ra lý thuyết và thực nghiệm. Kết quả phân tích thực nghiệm cho thấy, nhám bề mặt
tính toán theo mô hình lý thuyết sai khác không đáng kể (3,17%) so với thực nghiệm tối
ưu đo được.
a)
b)
c)
Hình 1.11. Ảnh hưởng của các thông số
đến nhám bề mặt [30].
a) Ảnh hưởng của vận tốc đá mài
b) Ảnh hưởng của chiều sâu cắt
c) Ảnh hưởng của vận tốc bàn
Cũng năm 2014, Subrata Talapatra và Ishat Islam [67] đã tối ưu hóa độ cứng vật
liệu, vận tốc bàn và chiều sâu cắt khi mài phẳng thép các bon với đá mài nhôm ô-xít
WA36G5VBE nhằm đạt độ nhám nhỏ nhất sử dụng phương pháp Taguchi. Kết quả thực
nghiệm với bộ thông số tối ưu được chỉ ra là độ cứng HRC36, vận tốc bàn 48 ft/phút
(0,576m/ph), chiều sâu cắt 0,01 mm thì Ra = 0,34 µm. Kết quả này gần so với kết quả
dự đoán Ra = 0,3 µm.
S. Periyasamy và các cộng sự [33], năm 2014, đã tối ưu hóa lượng chạy dao dọc,
chiều sâu cắt và chiều sâu sửa đá khi mài thép AISI 1080 với đá mài A60V5V sử dụng
dạng thiết kế thí nghiệm bề mặt chỉ tiêu (RSM). Kết quả cho thấy, khi chiều sâu cắt tăng
thì ban đầu nhám bề mặt giảm sau đó tăng trở lại. Với chiều sâu sửa đá là 0,02 mm, khi
thay đổi chiều sâu cắt trong khoảng khảo sát thì nhám bề mặt lớn nhất là 0,22 µm và
nhỏ nhất là 0,18 µm (Hình 1.12a). Lượng chạy dao dọc tăng thì nhám bề mặt cũng tăng
và tăng từ 0,15 µm đến 0,17 µm (Hình 1.12b). Nhám bề mặt tăng không đáng kể khi
chiều sâu sửa đá tăng. Chiều sâu sửa đá tăng từ 0,01 mm đếm 0,03 mm thì nhám bề mặt
tăng từ 0,18 µm đến 0,22 µm (Hình 1.12c). Kết quả tối ưu hóa cho thấy, để đạt độ nhám
nhỏ nhất là 0,13 µm thì chiều sâu cắt 0,1 mm, lượng chạy dao dọc 0,3 mm, chiều sâu
sửa đá 0,01 mm.
13
a) b) c)
Hình 1.12. Ảnh hưởng đến nhám bề mặt của [33]:
(a) Lượng chạy dao dọc và chiều sâu cắt; (b) Lượng chạy dao dọc và chiều sâu
sửa đá; (c) Chiều sâu sửa đá và chiều sâu cắt
Ngoài các nghiên cứu đã nêu, còn khá nhiều các nghiên cứu của các tác giả ngoài
nước về lựa chọn các thông số tối ưu trong quá trình mài như xác định vận tốc quay của
đá, vận tốc bàn, chiều sâu sửa đá vv… đã được giới thiệu cho mài phẳng [32, 37, 44],
cho mài tròn trong [38, 40, 42] và cho mài tròn ngoài [66, 75]. Bên cạnh đó, tối ưu hóa
đa mục tiêu cho quá trình mài phẳng cũng đã được khảo sát [27, 56, 39].
Cho đến nay có khá nhiều nghiên cứu trong nước về lựa chọn và lựa chọn tối ưu
các thông số của chế độ cắt khi mài. Cụ thể về các nghiên cứu này như sau:
Ảnh hưởng của các thông số công nghệ chủ yếu là chế độ cắt của quá trình mài
phẳng như chiều sâu cắt, vận tốc bàn và lượng chạy dao dọc khi mài thép các bon sau
nhiệt luyện, gang xám, hợp kim nhôm và thép làm khuôn SKD61 đến lực mài [12], đến
chất lượng bề mặt và độ chính xác chi tiết gia công cũng đã được nghiên cứu bằng
phương pháp thực nghiệm [2, 17, 18, 19, 20, 22].
* Nhận xét:
- Quá trình cắt gọt nói chung và mài phẳng nói riêng, ứng với mỗi mục tiêu cụ thể
cần có một bộ thông số chế độ cắt tối ưu hoặc hợp lý. Các nghiên cứu trên đây cho thấy,
tùy thuộc khoảng khảo sát, đối tượng thực nghiệm khi nghiên cứu mà bộ thông số này
nhận được sẽ khác nhau và không thể dùng chung cho mọi trường hợp. Đến nay, các
nghiên cứu về chế độ cắt tối ưu hoặc hợp lý đối với mài phẳng tuy đã có nhưng không
nhiều. Phần lớn các nghiên cứu chỉ tập trung vào việc nâng cao độ chính xác gia công
và nhám bề mặt khi mài phẳng. Trong khi đó, các nghiên cứu nâng cao năng suất gia
công còn chưa được quan tâm đúng mức.
- Vận tốc bàn, chiều sâu cắt và lượng chạy dao là những thông số chế độ cắt thường
được sử dụng để đánh giá các chỉ tiêu kinh tế (năng suất bóc tách) và kỹ thuật (nhám bề
mặt, lực cắt…) của quá trình mài phẳng.
14
1.2.2. Các nghiên cứu về các thông số công nghệ sửa đá mài
Quá trình sửa đá làm thay đổi khả năng cắt của đá mài, thay đổi tuổi bền của đá
mài, dẫn đến thay đổi năng suất và chất lượng của quá trình mài [7]. Kết quả của quá
trính sửa đá sẽ làm thay đổi tính chất tiếp xúc giữa bề mặt đá với bề mặt chi tiết gia
công, do đó làm thay đổi: quá trình tạo phoi của các hạt mài; áp lực mài; điều kiện ma
sát giữa các hạt mài, chất kết dính với bề mặt gia công; tính chất tải trọng cơ nhiệt tác
động lên hạt mài và chất dính kết. Do đó, quá trình sửa đá khi mài nhận được rất nhiều
quan tâm nghiên cứu của các nhà khoa học trong và ngoài nước.
Năm 1981, xuất phát từ kinh nghiệm thực tiễn và các nghiên cứu trước đó, L. M.
Kozuro và các cộng sự [46] đã tập hợp và đề xuất chế độ sửa đá khi mài phẳng bằng đá
mài truyền thống nhằm đạt được nhám bề mặt gia công Ra = 0,32÷1,25μm như sau: Nếu
sửa đá bằng bút sửa đá kim cương nhiều hạt thì lượng chạy dao dọc S = 1,5m/ph; sửa 4
lần với chiều sâu sửa đá aed = 0,03 mm và chạy không ăn dao 4 lần. Nếu sửa đá bằng
bút sửa đá kim cương một hạt, lượng chạy dao dọc S = 1,0 m/ph; sửa 6 lần với chiều sâu
sửa đá aed = 0,02 mm và chạy không ăn dao 4 lần.
Năm 1985, Наерман M. C. [77] đề xuất chế độ công nghệ sửa đá cho mài phẳng
chạy dao dọc khi dùng dụng cụ sửa đá kim cương nhiều hạt nhằm đạt độ nhám bề mặt
gia công. Theo tác giả, chế độ công nghệ sửa đá được chia ra gồm sửa đá thô 2÷3 lần,
sửa đá tinh 1÷2 lần và chạy không ăn dao 1÷2 lần (Bảng 1.1).
Bảng 1.1. Chế độ sửa đá khi sử dụng đầu sửa đá kim cương nhiều hạt [77]
Nhám bề mặt
Ra (μm)
S
(mm/vg)
Chiều sâu sửa đá (mm/lần) Số lần chạy
không ăn dao Khi sửa thô Khi sửa tinh
Chiều sâu Số lần sửa Chiều sâu Số lần sửa
0,8 0,15÷0,25
0,02÷0,03
0,01 1 lần
0,4 0,08÷0,15 2÷3 lần 0,01 1÷2 lần 1÷2 lần
0,2 0,05÷0,08 0,005 1÷2 lần
Năm 1996, Milton C. Shaw [50] đã
hướng dẫn chế độ công nghệ sửa đá nhôm
oxit trắng cho mài ngoài khi sử dụng bút
sửa đá kim cương một hạt thì góc nghiêng
= 10 ÷ 20 (Hình 1.13). Sửa đá nên qua
hai bước thô và tinh. Khi sửa đá thô thì
chiều sâu sửa đá aedr 25 µm, lượng chạy
dao S 500 µm/vg; sau đó sửa đá tinh với
aedf 12,5 µm và S 125 µm/vg.
Hình 1.13. Sơ đồ sửa đá bằng bút sửa đá
một hạt [50]
Năm 1992, E. Brinksmeier và cộng sự [34] đã chỉ ra các thông số đầu vào của quá
trình sửa đá phụ thuộc vào dụng cụ sửa đá và quy trình sửa đá (Hình 1.14). Kết qủa này
đã được khẳng định lại vào năm 1999 bởi Fritz Clocke [36]. Theo đó, chiều sâu cắt khi
sửa đá aed là cần thiết để xác định chiều rộng của dụng cụ sửa đá bd. Trong đó, rpd là bán
15
kính của dụng cụ sửa đá. Số lượng vết tiếp xúc của bề mặt đá mài và dụng cụ sửa đá
được đặc trưng bởi hệ số trùng khít Ud (Hình 1.15) xác định bởi tỉ số giữa chiều rộng
cắt apd với lượng chạy dao chiều trục sau mỗi vòng quay của đá fad:
(1.1)
Trong đó:
(1.2)
(1.3)
Hình 1.14. Chế độ cắt khi sửa đá
[34, 36].
Hình 1.15. Ảnh hưởng của hệ số trùng khít đến
nhấp nhô bề mặt đá mài Rts [34, 36]
Hình 1.16. Ảnh hưởng của Ud đến kết quả đầu ra khi mài [36].
Giả sử chiều rộng cắt bằng chiều rộng dụng cụ sửa đá, khi đó Ud được xác định
theo biểu thức (1.4):
16
(1.4)
Ud ảnh hưởng lớn đến chất lượng đầu ra khi mài, được thể hiện như Hình 1.16.
Năm 1998, X. Chen và cộng sự [73] đã nghiên cứu thực nghiệm và đề xuất chế độ
sửa đá tối ưu nhằm đảm bảo nhám bề mặt và công suất riêng khi mài nhỏ nhất. Đối
tượng thực nghiệm là đá mài A465-K5-V30W và vật liệu gia công là gang trắng (có độ
cứng 60-62HRC), tốc độ cắt 33m/s, vận tốc bàn 250mm/s. Kết quả nghiên cứu cho thấy,
chiều sâu sửa đá không vượt quá 0,005mm, lượng chạy dao không vượt quá 0,05mm/vg
sẽ cho năng lượng gia công riêng thấp nhất (dưới 33 W/mm) và nhám bề mặt nhỏ nhất
(dưới 0,32 m).
Năm 1999, Sun Ho Kim và cộng sự [68] đã áp dụng các kỹ thuật tiên tiến dựa trên
cảm biến dòng xoáy để đo trực tiếp topography bề mặt đá mài WA60K7V (127x264x25
mm) và sử dụng laser sửa đá. Theo đó, việc quyết định thời gian sửa đá dựa vào quan
hệ giữa tải trọng của đá mài và nhám bề mặt gia công. Chiều sâu sửa đá được quyết định
dựa vào phân tích topography của đá mài.
Năm 2008, chế độ sửa đá mài có chất kết dính là ceramic với dụng cụ sửa đá kim
cương đã được S. Malkin [63] chỉ ra như sau: Khi sử dụng bút sửa kim cương một hạt
nên lựa chọn S < 0,2 mm/vg và 0,01 0,03eda mm. Khi sử dụng bút sửa kim cương
nhiều hạt nên lựa chọn S < 0,5 mm/vg; 0,01 0,05eda mm.
Ảnh hưởng của chiều sâu sửa đá và tỉ số tốc độ khi sửa đá bằng bánh xe sửa đá
đến lực mài và độ nhám bề mặt sản phẩm mài khi sửa đá A60K-8V đã được Fritz Clocke
[36] thống kê như trên Hình 1.17. Dễ dàng nhận thấy, khi tăng lượng chạy dao sửa đá
thì độ nhám bề mặt chi tiết mài tăng và lực cắt khi mài giảm. Do vậy, tương ứng với yêu
cầu về nhám bề mặt sẽ có một giá trị giới hạn về lượng chạy dao khi sửa đá mài.
Hình 1.17. Ảnh hưởng của lượng chạy dao khi sửa đá đến lực mài và độ nhám bề mặt
khi mài [36]
17
Năm 2012, Hamid Baseri nghiên cứu về tối ưu hóa các thông số của quá trình sửa
đá mài A46K6V gia công vật liệu SPK 12080 qua tôi sử dụng bánh xe sửa đá nhằm
giảm lực cắt trong khi đảm bảo nhám bề mặt theo yêu cầu [41]. Các thông số đầu vào
gồm tỉ số tốc độ sửa đá, lượng chạy dao và chiều sâu sửa đá. Theo đó, tỉ số tốc độ sửa
đá càng tăng thì lực cắt giảm nhưng nhám bề mặt lại giảm. Nghiên cứu cũng chỉ ra rằng:
Lượng chạy dao sửa đá tăng thì nhám bề mặt cũng tăng. Kết quả chế độ sửa đá tối ưu
là: Tỉ số tốc độ sửa đá trong khoảng 0,1÷0,99; chiều sâu sửa đá trong khoảng 0,01÷0,1
mm; lượng chạy dao sửa đá nằm trong khoảng 10÷400 mm/ph.
So sánh hiệu quả của sửa đá mài bằng dụng cụ sửa đá kim cương với sửa đá bằng
laser đã được thực hiện năm 2012 bởi Mohammad Rabiey và cộng sự [51] khi mài vật
liệu 100Cr6 qua tôi bằng đá mài SiC. Kết quả chỉ ra rằng, với cùng năng suất bóc tách
vật liệu gia công (3,0 mm3/s, vận tốc cắt 50 m/s, chiều sâu cắt 0,06 mm, vận tốc bàn 3,0
m/ph), sửa đá sử dụng bút sửa đá kim cương cho nhám bề mặt cao hơn nhưng lượng
mòn của đá thấp hơn so với sửa đá bằng laser.
Ảnh hưởng lượng chạy dao dọc, chiều sâu sửa đá và góc gá bút sửa sửa kim cương
một hạt đến độ nhám bề mặt chi tiết khi mài ngoài đã được chỉ ra bởi NORITAKE –
hãng sản xuất dụng cụ sửa đá [54], như trên Hình 1.18. Theo khuyến nghị của hãng, khi
sửa cần gá nghiêng bút sửa một góc 10÷15 (Hình 1.19) để đạt được hiệu quả tốt nhất.
Hình 1.18. Ảnh hưởng lượng chạy dao
dọc, chiều sâu sửa đá và góc gá mũi sửa
đá đến nhám bề mặt gia công [54]
Hình 1.19. Cách gá mũi sửa đá kim
cương một hạt [54]
Cũng theo NORITAKE, lượng chạy dao khi sửa đá phụ thuộc vào số vòng quay
của đá mài trong một phút và cỡ hạt của đá mài. Theo đó, lượng chạy dao được xác định
theo biểu thức sau:
S = (d*nđ)/2,5 (1.5)
Trong đó: S là lượng chạy dao sửa đá [mm/ph]; d là đường kính danh nghĩa của
hạt mài [mm]; nđ là số vòng quay của đá [vg/ph].
Sau khi sửa đá, lưỡi cắt của các hạt mài có dạng như Hình 1.20. Ảnh hưởng của
chiều sâu sửa đá cũng được đề cập. Tuy ảnh hưởng của chiều sâu sửa đá đến hiệu suất
mài không bằng của lượng chạy dao nhưng có thể thay đổi trạng thái gãy (vỡ) của hạt
18
mài, do đó ảnh hưởng đến nhám bề mặt sau mài. Khi mài tinh, chiều sâu sửa đá không
nhỏ hơn 0,005 mm. Với mài thông thường, chiều sâu cắt khoảng 0,01÷0,03 mm để làm
gãy (vỡ) hạt mài đúng cách. Đối với mài thô, chiều sâu sửa đá khoảng 0,04 mm, một
phần để phá vỡ liên kết với chất kết dính, một phần mở rộng khoảng cách hạt và làm
tăng đáng kể lượng bóc tách vật liệu. Mặt khác, NORITAKE cũng khẳng định: Tổng
chiều sâu sửa đá có thể làm thay đổi độ mòn và tắc nghẽn của hạt mài. Không thể cải
thiện hiệu suất mài khi chiều sâu sửa đá không đủ lớn. Đối với mài thông thường, chiều
sâu sửa đá bằng khoảng 10÷30% đường kính danh nghĩa của hạt mài.
Hình 1.20. Hình dạng của một hạt mài
sau sửa đá [54]
Hình 1.21. Sơ đồ gá đặt khi sửa đá bằng
bút sửa đá một hạt [55]
Công ty Norton [55] đưa ra hướng dẫn chế độ công nghệ sửa đá khi mài ngoài khi
dùng dụng cụ sửa đá kim cương nhiều hạt. Theo đó, chiều sâu sửa đá được chọn không
đổi, lượng chạy dao được lựa chọn theo nhám bề mặt của chi tiết sau gia công. Khi sửa
đá bằng bút sửa đá một hạt, chế độ sửa đá được thực hiện như sau:
- Bút sửa đá được gá nghiêng so với đường tâm đá một góc 10 ÷ 15 (sơ đồ gá
đặt được thể hiện như trên Hình 1.21); điểm tiếp xúc phải nằm dưới đường tâm đá một
lượng đủ nhỏ; luôn sử dụng dung dịch làm mát khi sửa đá.
- Chiều sâu sửa đá là 0,001 inch/lần (0,025 mm/lần), tổng chiều sâu sửa đá
0,002÷0,01inch (0,05÷0,25mm).
- Lượng chạy dao sửa đá được chọn phụ thuộc vào nhám bề mặt như Bảng 1.2.
Bảng 1.2. Lựa chọn lượng chạy dao sửa đá bằng bút kim cương một hạt theo
nhám bề mặt [55]
Nhám bề mặt (µm) Lượng chạy dao vòng
(inch/vg đá) (mm/vg đá)
0,64 0,008÷0,01 0,2÷0,25
0,32 0,005÷0,009 0,127÷0,228
0,16 0,002÷0,004 0,05÷0,1
Cũng theo Norton, khi sửa đá bằng bút sửa đá nhiều hạt, chế độ sửa đá được khuyến
nghị như sau:
- Bề mặt bút sửa đá phải tiếp xúc hoàn toàn với đá mài và luôn sử dụng dung dịch
trơn nguội (sơ đồ gá đạt được thể hiện như trên Hình 1.22).
19
- Chiều sâu sửa đá 0,001÷0,002 inch/lần (0,025÷0,05 mm/lần).
- Lượng chạy dao chọn theo nhám bề mặt như Bảng 1.3.
Bảng 1.3. Lựa chọn lượng chạy dao sửa đá bằng bút kim cương nhiều hạt theo
nhám bề mặt [55]
Nhám bề mặt (µm) Lượng chạy dao vòng (mm/vòng đá)
0,64 0,58÷0,76
0,32 0,33÷0,57
0,16 0,15÷0,33
Hình 1.22. Sơ đồ gá đặt khi sửa đá bằng bút sửa đá nhiều hạt [55].
Công ty Winter [72] cũng giới thiệu chế độ công nghệ khi sửa đá chất kết dính
ceramic bằng dụng cụ sửa đá kim cương nhiều hạt cho trường hợp mài ngoài. Trong chế
độ này, lượng chạy dao dọc của dụng cụ sửa đá phụ thuộc vào độ hạt của đá và tốc độ
quay của đá mài (Bảng 1.4). Chiều sâu sửa đá aed = 0,01÷0,03 mm.
Bảng 1.4. Chế độ sửa đá khi sử dụng đầu sửa đá kim cương nhiều hạt của
Winter [72].
Độ hạt
của đá
S Tốc độ quay của đá mài (vg/ph)
(mm/vg) 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000
150 0,005 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
100 0,15 75 150 225 300 375 420 525 600 675 750
60 0,25 125 250 375 500 625 750 875 1000 1125 1250
46 0,35 175 350 525 700 875 1050 1225 1400 1575 1750
<46 0,45 225 450 675 900 1125 1350 1575 1800 2025 2250
Lượng chạy dao khi sửa đá (mm/ph)
Các tác giả trong nước cũng đã có nhiều cố gắng nghiên cứu về lĩnh vực sửa đá
khi mài tròn ngoài. Topography của đá mài và vấn đề sửa đá mài cũng được các tác giả
trong nước quan tâm. Ảnh hưởng của chế độ và công nghệ sửa đá đến chất lượng chi
tiết gia công cũng đã được chỉ ra trong nhiều nghiên cứu [1, 6, 7]. Phương pháp đánh
giá Topography của đá mài đã được phân tích [4] và Topography của đá có thể đánh giá
một cách gián tiếp như thông qua lực cắt, rung động trong quá trình mài [7] hoặc đo
bằng cảm biến khoảng cách laser [13]. Chế độ sửa đá tối ưu khi mài tròn ngoài cũng đã
được chỉ ra trong [7].
20
* Nhận xét:
- Qua tổng hợp các nghiên cứu về xác định chế độ sử đá khi mài phẳng, hầu như
các nghiên cứu về tối ưu hóa hoặc lựa chọn chế độ sửa đá đều tập trung vào các mục
tiêu đơn lẻ như nhám bề mặt, nhiệt cắt, ứng suất dư… Trong khi đó, trong phạm vi hiểu
biết của tác giả, các nghiên cứu về chế độ sửa đá tối ưu để đạt được đồng thời nhiều mục
tiêu hầu như chưa có.
- Sửa đá qua ba bước, thô, tinh và chạy không ăn dao đã được khuyến nghị sử dụng
nhưng hiện vẫn chưa được quan tâm đúng mức.
1.2.3. Các nghiên cứu về chế độ bôi trơn làm mát khi mài
Mài là một quá trình bị nhiệt chi phối [71]. Nhiệt độ vùng cắt khi mài có thể lên
đến 1000C÷1500C [36]. Nhiệt độ này có thể gây ra các khuyết tật bề mặt chi tiết gia
công sau khi mài như: Nứt tế vi do ứng suất dư kéo, thoát các bon gây biến mềm, cháy
lớp bề mặt .... Do vậy, năng lượng nhiệt đi vào phôi phải được loại bỏ một cách nhanh
chóng bằng chế độ bôi trơn làm mát hợp lý. Bên cạnh vai trò làm mát phôi, quá trình
trơn nguội cũng phải làm mát đá mài (đặc biệt quan trọng với đá mài kim cương hoặc
đá mài có chất kết dính là nhựa), giảm ma sát, vận chuyển phoi ra khỏi vùng gia công,
làm sạch đá mài, qua đó nâng cao được chất lượng bề mặt chi tiết gia công khi mài [71].
Nói chung, để đưa dung dịch trơn nguội vào vùng cắt có thể sử dụng nhiều phương
pháp khác nhau, như thể hiện trên Hình 1.23.
Hình 1.23. Các phương pháp cung cấp dung dịch trơn nguội vào vùng cắt [71]
Các đặc trưng phân biệt của mài với các phương pháp cắt gọt khác là: Tốc độ cắt
cao, không hình thành phoi dây và có nắp che đá mài. Điều này dẫn đến lớp không khí
bao quanh đá mài di chuyển cùng tốc độ với chu vi đá tạo nên hàng rào không khí, có
thể phá vỡ dòng chảy của quá trình trơn nguội vào vùng cắt. Chiều dày của hàng rào khí
này phụ thuộc vào kích thước hạt mài, độ xốp của đá và rất khó ước tính [71]. Vì lý do
đó, rất nhiều nghiên cứu đã được thực hiện để khắc phục đặc điểm này. Nhiều loại dung
21
dịch trơn nguội đã được khảo sát với nhiều phương pháp đưa dung dịch trơn nguội vào
vùng mài đã được đề xuất.
Các phương án cụ thể thường được sử dụng để đưa dung dịch trơn nguội vào vùng
cắt thể hiện trên Hình 1.24. Trong đó, quá trình mài phẳng thường sử dụng phương án
tưới tràn và bố trí như trên Hình 1.25 [71].
Hình 1.24. Các cách cơ bản cung cấp dung dịch trơn nguội khi mài [71].
Hình 1.25. Một phương án cung cấp dung dịch trơn nguội khi mài phẳng [71].
Mài thường được sử dụng là nguyên công gia công tinh lần cuối nên việc áp dụng
các biện pháp công nghệ bôi trơn làm mát để giảm nhiệt cắt, nâng cao chất lượng bề mặt
chi tiết sau gia công được rất nhiều nhà nghiên cứu quan tâm.
Hình 1.26. Lượng mòn hướng kính khi
mài bằng đá CBN với các loại dung
dịch trơn nguội khác nhau [64]
Hình 1.27. Nhám bề mặt khi mài bằng đá
CBN khi sử dụng các loại dung dịch trơn
nguội khác nhau [64]
22
Năm 2003, E.J da Silva và các công sự [64] đã tiến hành thí nghiệm mài cao tốc
sử dụng đá mài CBN với cùng lượng bóc tách vật liệu 6764 mm3/mm và 4 loại dung
dịch trơn nguội là: dầu thực vật bán tổng hợp 20%; nước; dầu thực vật bán tổng hợp 3%;
dầu nguyên chất để đánh giá độ mòn của đá mài và nhám bề mặt sau gia công thép các
bon 52100. Việc làm mát khi mài là yếu tố quan trọng đối với hiệu quả gia công, ngoài
ra có thể ảnh hưởng đến độ mòn hướng kính của đá và nhám bề mặt của phôi. Trong
khoảng khảo sát, khi sử dụng dầu nguyên chất thì đá mài hầu như không mòn, khi tăng
nồng độ dung dịch dầu bán tổng hợp thì mức độ mòn của đá mài giảm (Hình 1.26).
Khi sử dụng nước để làm mát, có thể được quan sát thấy mức độ mòn của đá mài
lớn nhất. Bên cạnh đó, khi dùng dầu nguyên chất thì nhám bề mặt nhỏ hơn so với bôi
trơn làm mát bằng các dung dịch bán tổng hợp và nước, nồng độ dung dịch dầu bán tổng
hợp tăng thì nhám bề mặt cũng giảm (Hình 1.27). Điều này là do hậu quả của việc bôi
trơn kém của nước làm tăng ma sát mài mòn, ô-xy hóa và sốc nhiệt của các hạt mài và
chất kết dính.
Năm 2003, S. Shaji và V. Radhakrishnan [65] đã nghiên cứu quá trình mài thép
cacbon và thép ổ bi với ba loại môi trường trơn nguội gồm khô, tưới tràn bằng dung dịch
dầu 5% và dung dịch CaF2 – dầu hỗ trợ mài. Ảnh hưởng của ba loại môi trường trơn
nguội này đến lực cắt, tỉ số Fz/Fy, nhám bề mặt và nhiệt cắt được thể hiện lần lượt trên
Hình 1.28, Hình 1.29, Hình 1.30, Hình 1.31.
Dễ dàng nhận thấy, với CaF2, tuy thành phần lực pháp tuyến lớn hơn nhưng thành
phần lực tiếp tuyến lại nhỏ hơn nhiều dẫn đến tỉ số Fz/Fy nhỏ hơn so với sử dụng tưới
tràn và khô. Nhám bề mặt khi mài thép cacbon sử dụng CaF2 cao hơn là do khi mài vật
liệu dẻo, phoi hình thành có thể cuộn xung quanh các hạt mài. Tuy nhiên, khi mài thép
ổ lăn (vật liệu giòn), phoi hình thành có xu hướng ít dính vào bề mặt đá mài, dẫn đến
nhám bề mặt chi tiết gia công nhỏ hơn. Rõ ràng, với vật liệu giòn thì vai trò làm sạch
của dung dịch trơn nguội sẽ hiệu quả hơn. Nhiệt mài khi sử dụng CaF2 cũng thấp hơn
nhiều, đó là do hiệu quả bôi trơn của CaF2 tốt hơn hai loại còn lại.
Hình 1.28. Lực mài thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65]
23
Hình 1.29. Tỉ số lực mài thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65]
Hình 1.30. Nhám bề mặt thu được trong các điều kiện mài khác nhau [65]
Hình 1.31. Nhiệt cắt trong các điều kiện mài khác nhau [65]
Ngoài ra, ba loại dung dịch trơn nguội khác (dầu cắt gọt thông thường, nhũ tương
thực vật HC2010, và dung dịch tổng hợp HC4110) cũng đã được khảo sát ảnh hưởng
đến nhám bề mặt, nhiệt cắt và lực cắt khi mài phẳng thép chịu nhiệt VC131 bằng đá mài
CBN [60]. Dầu cắt gọt thông thường tuy cho nhám bề mặt cao nhất nhưng lực cắt tiếp
tuyến và nhiệt cắt thấp nhất (Hình 1.32).
24
a)
b)
c)
Hình 1.32. Kết quả so sánh ảnh hưởng
của các loại dung dịch đến [60]
a) Nhám bề mặt
b) Nhiệt cắt
c) Lực tiếp tuyến
Để rõ hơn ảnh hưởng của loại dung dịch trơn nguội tới độ nhám bề mặt gia công,
năm 2006, R.D. Monici và các cộng sự [58] đã tiến hành thí nghiệm với hai loại đá mài
(Al2O3 và CBN), hai loại đầu phun và hai loại dung dịch trơn nguội. Đầu phun sử dụng
trong công bố này gồm một loại thông thường và một loại Webster với đường kính lỗ
phun lần lượt là 3mm, 4mm, 5mm; áp suất tưới của đầu phun Webster cao hơn đầu phun
thường. Hai loại dung dịch trơn nguội được sử dụng gồm nhũ tương tổng hợp 5% và
dầu nguyên chất. Kết quả đo độ nhám bề mặt mài được thể hiện trên Hình 1.33.
Hình 1.33. Ảnh hưởng của loại đá mài, loại dung dịch trơn nguội và kiểu vòi phun đến
độ nhám bề mặt mài [58].
Có thể nhận thấy, nhám bề mặt khi mài bằng đá mài Al2O3 cao hơn so với khi mài
bằng đá mài CBN; dầu nguyên chất có khả năng bôi trơn tốt hơn so với nhũ tương tổng
hợp nên cho nhám bề mặt nhỏ hơn; khi mài bằng đá mài CBN với hai loại dung dịch
25
trơn nguội thì nhận được nhám bề mặt gần như nhau. Như vậy sự khác nhau về qui luật
ảnh hưởng của loại dung dịch trơn nguội đến nhám bề mặt gia công khi mài bằng đá
Al2O3 và CBN chủ yếu là do sự khác nhau về tác dụng bôi trơn của dung dịch mà tác
dụng này lại phụ thuộc vào loại đá mài. Do đó, để giảm nhám bề mặt gia công cần chọn
loại dung dịch trơn nguội hợp lý với từng loại đá mài.
Trong mài, để có chất lượng bề mặt tốt cần kiểm soát nhiệt độ thích hợp thông qua
lưu lượng hiệu quả của dung dịch mài. Sự lãng phí dung dịch là do sự có mặt của lớp
không khí cứng xung quanh đá mài (được tạo ra do sự quay của đá mài với tốc độ cao).
Năm 2011, Bijoy Mandal và cộng sự [29] đã nghiên cứu phương pháp bôi trơn làm mát
tưới tràn bằng rào cản khí nén để phá vỡ lớp không khí cứng xung quanh đá mài AA
46/54 K5 V8 ở tốc độ cao nhằm nâng cao hiệu quả sử dụng dung dịch mài khi mài thép
hợp kim thấp. Ba môi trường là khô, tưới tràn và tưới tràn bằng rào cảm khí nén đã được
so sánh. Kết quả cho thấy ảnh hưởng của rào cản khí nén thể hiện rõ hơn khi tăng số
hành trình chạy dao. Bôi trơn làm mát bằng rào cản khí nén làm giảm đáng kể lực pháp
tuyến, lực tiếp tuyến và cũng làm giảm nhám bề mặt so với mài khô và bôi trơn làm mát
tưới tràn (Hình 1.34 và Hình 1.35).
a)
b)
c)
Hình 1.34. Sự thay đổi lực tiếp tuyến và
pháp tuyến ứng với số hành trình chạy
dao trong suốt quá trình mài thép hợp kim
thấp với chiều sâu mài [29]:
a) 10µm b) 20 µm c) 30 µm
Hình 1.35. So sánh nhám bề mặt Ra ở
chiều sâu mài khác nhau ứng với 10 hành
trình chạy dao [29]
26
Như vậy, dung dịch làm mát tổng hợp có vai trò rất quan trọng để đáp ứng yêu cầu
về năng suất và chất lượng của quá trình mài. Tuy nhiên, việc sử dụng dung dịch làm
mát tổng hợp đang còn là vấn đề phức tạp vì gây ô nhiễm môi trường. Chính vì vậy mà
T. D. Lavanya V. E. Annamalai [69] đã thiết kế một chất làm mát thân thiện với môi
trường sinh thái sử dụng nước như một chất cơ bản và có thể phân hủy sinh học, sử dụng
chất phụ gia chống vi khuẩn như chất phân tán để không gây ô nhiễm môi trường, giảm
chi phí xử lý nước thải. Chất phụ gia được sử dụng có thể là chất làm mát tổng hợp,
muối, đường, nghệ, hỗn hợp đất sét. Kết quả thí nghiệm cho thấy:
- Chất làm mát tổng hợp tốt hơn nước khi xét đến cả tỉ lệ giữa thể tích vật liệu bóc
tách với thể tích đá mài bị tiêu hao (GR) và năng suất cắt bằng tính theo tỉ số giữa thể
tích bóc tách với thời gian mài (MRR).
- Muối và đường khi được thêm vào nước thì cả GR và MRR lớn hơn khi sử dụng
chất làm mát tổng hợp. Tuy nhiên, dung dịch muối thì đòi hỏi công suất lớn hơn.
- Hỗn hợp bột nghệ và đất sét có tác dụng không ổn định khi đánh giá các chỉ tiêu
MRR và GR. Tuy vậy dung dịch nghệ đòi hỏi năng lượng tiêu hao lớn hơn so với nước.
- Các chất phụ gia hòa tan trong nước như muối và đường cho hiệu suất cao hơn
của chất làm mát tổng hợp tiêu chuẩn ở nồng độ 2%.
- Phụ gia chống vi khuẩn như bột nghệ có thể vượt qua chất làm mát tổng hợp tiêu
chuẩn ở nồng độ 5% trong nước.
Bên cạnh việc lựa chọn dung dịch và nồng độ dung dịch bôi trơn làm mát hợp lý,
một số tác giả đã nghiên cứu, đề xuất các mô hình khác như làm lạnh tích cực, bôi trơn
làm mát tối thiểu… áp dụng cho quá trình mài.
Năm 2003, Y. Gao, S. Tse và H. Mak [76] đã đề xuất một hệ thống làm mát hoạt
động theo nguyên lý của một máy điều hòa không khí - dễ sử dụng và giảm chi phí - để
giảm nhiệt độ gia công thông qua đối lưu. Trong hệ thống này, bình làm mát được kết
nối với thiết bị bay hơi của bơm để trao đổi nhiệt nhằm loại bỏ nhiệt gia công, cải thiện
độ chính xác và ổn định chất lượng bề mặt mà không ảnh hưởng đến hiệu quả sản xuất.
Mô hình nhiệt độ đã được thiết lập kết hợp với mô hình thời gian. Các thử nghiệm sử
dụng hệ thống này cho thấy nhiệt độ chất làm mát có thể giảm xuống xấp xỉ - 2C trong
điều kiện chạy không và khoảng 3C khi mài.
Năm 2006, Nabil Ben Fredj và cộng sự [53] đã nghiên cứu thực nghiệm mài thép
không gỉ AISI 304 trên máy mài phẳng với ba môi trường là khô, tưới tràn và làm lạnh
tích cực. Điều kiện thực nghiệm là năng suất gia công không đổi (30mm3/mm.ph), tốc
độ bàn tăng từ 1 đến 9m/ph và chiều sâu cắt giảm tương ứng từ 0,030mm xuống
0,003mm. Kết quả cho thấy, làm lạnh tích cực cho hiệu quả giảm nhiệt tốt nhất và ứng
suất dư nhỏ nhất, thể hiện trên Hình 1.36 và Hình 1.37.
27
Hình 1.36. Ảnh hưởng của môi trường
làm mát đến nhiệt cắt khi mài (giữ tốc độ
bóc tách ở khoảng 30 mm3/mm.ph) [53]
Hình 1.37. Ảnh hưởng của môi trường làm
mát đến ứng suất dư khi mài (giữ tốc độ
bóc tách ở khoảng 30 mm3/mm.ph) [53]
Phương pháp bôi trơn làm nguội tối thiểu (Minimum Quantity of Lubrication -
MQL) cũng đã được nghiên cứu [43, 47]; so sánh ảnh hưởng của làm mát bằng dầu gốc
và ni-tơ lỏng khi mài thép AISI D2 bằng đá mài nhôm ô-xít và SG [31]; tối ưu hóa kiểu
vòi phun Webster kết hợp so sánh hiệu quả của MQL-CO2 với làm nguội thông thường
[57]; sử dụng kiểu đá mài sẻ rãnh và tưới nguội từ trong đá ra ngoài cũng đã được nghiên
cứu [71].
* Nhận xét:
- Bôi trơn làm mát là rất cần thiết trong mài. Mỗi loại dung dịch trơn nguội khi sử
dụng trong mỗi chế độ cắt khác nhau cần có chế độ tối ưu hoặc hợp lý nhằm đạt mục
tiêu đề ra nào đó.
- Với xu thế bảo vệ môi trường, nhiều nghiên cứu về cách thức đưa dung dịch bôi
trơn làm mát vào vùng cắt, loại dung dịch trơn nguội được sử dụng khi mài phẳng đã
được nhiều nhà khoa học quan tâm nghiên cứu như: Bôi trơn làm mát tối thiểu (MQL)
[31, 43, 47, 53, 57, 71], nước [65], khô [29, 53, 65], sử dụng nhũ tương thực vật [60],
sử dụng dung dịch thân thiện với môi trường [70]. Tuy nhiên, bôi trơn làm nguội bằng
tới tràn hiện vẫn được sử dụng rộng rãi do dễ thực hiện, cho hiệu quả hơn mà vẫn đảm
bảo các yêu cầu kỹ thuật.
1.2.4. Các nghiên cứu về xác định chi phí quá trình mài phẳng
Việc xác định chi phí cho nguyên công mài nói chung và mài phẳng nói riêng được
nhiều nhà nghiên cứu trong và ngoài nước quan tâm. Khi chi tiết yêu cầu dung sai nhỏ
và nhám bề mặt thấp thì thường sử dụng nguyên công mài tinh cho gia công lần cuối.
Tuy nhiên, trong gia công cơ khí, mài được xác định là một quá trình tốn kém, có thể
chiếm 20÷25% tổng chi phí gia công [64]. Năm 1980, Field và các cộng sự [49] đã đưa
ra mô hình tính toán chi phí trên một sản phẩm cho quá trình mài tròn ngoài, quá trình
mài phẳng bằng chu vi đá và bằng mặt đầu đá. Theo đó, chi phí mài phẳng một sản phẩm
bằng chu vi đá được xác định như sau:
28
� =���
����∗
�
�+
���
�����
����
��∗
�����
��∗ �
��
���+
��
����� +
���
�����
����
��∗
�����
��∗
��,������
����������� +
���
�����
����
��∗
�����
��∗ ��� +
���
����∗ ��� +
���
����∗
��
��+
���
����∗
��
���,�+ �đ� ∗
��,������
���+ �đ� ∗
��������
����+
��
����� (1.6)
Trong đó: ar - Lượng dư gia công thô [inch]; af - Lượng dư gia công tinh [inch];
ae,tot - Lượng dư mài tổng cộng = ar+af [inch]; be - Khoảng mài vượt quá theo chiều rộng
[inch]; Wgw - chiều rộng đá mài [inch]; bw - Chiều rộng của tất cả các phôi xếp trên bàn
[inch]; Cđm - Chi phí một viên đá mài [$/viên]; ds- Đường kính ngoài đá mài [inch]; Sd -
Lượng chạy dao dọc [inch/HT]; far - Lượng chạy dao đứng mài thô (chiều sâu mài thô)
[inch/HT]; faf - Lượng chạy dao đứng mài tinh (chiều sâu mài thô) [inch/HT]; G - Tỉ số
mài; L - Chiều dài của tất cả các phôi xếp trên bàn [inch]; Le - Khoảng mài vượt quá
theo chiều dài [inch]; Cmh – Chi phí lương công nhân và máy mài [$/h]; Nt - Số chi tiết
mài trong một lần gá; Ntd – Tổng số chi tiết mà một dụng cụ sửa đá sửa được; nCD,d - Số
chi tiết mài được giữa hai lần sửa đá; R – Khoảng di chuyển nhanh của đầu máy mài
[inch]; r - Tốc độ di chuyển nhanh của đầu trục chính máy mài [inch/ph]; Sp- Số lần mài
hết hoa lửa; tlu - Thời gian tháo và lắp chi tiết [ph]; t0 - Thời gian điều chỉnh máy [ph];
td - Thời gian sửa đá [ph]; VB- Vận tốc bàn [inch/ph]; Ở đây: 1inch 25,4 mm; HT- Một
hành trình (một lần) thực hiện.
Một chương trình tính toán bằng máy tính đã được xây dựng để xác định chi phí
mài phẳng theo mô hình của biểu thức (1.6). Các tác giả cũng đá tính toán chi phí mài
phẳng cho một chi tiết có chiều rộng 3 inch (75 mm) và chiều dài 4 inch (100 mm),
lượng dư gia công mài là 0,02 inch (0,5mm), hai chi tiết đặt song song trên bàn máy
trong một lần mài. Đầu tiên mài thô 0,015 inch (0,375 mm) với lượng chạy dao đứng
0,003 inch (0,075 mm), sau đó mài tinh 0,005 inch (0,125 mm) với lượng chạy dao đứng
0,001 inch (0,025 mm), cuối cùng mài hết hoa lửa 2 lần. Chi phí nhân công và quản lý
là 30 $/h. Chi phí đá mài là 36$/viên, đường kính đá ban đầu là … inch (350 mm), chiều
rộng đá 1 inch (25 mm), mài đến đường kính 11 inch (275 mm) thì thay viên mới, tỉ số
mài bằng 50. Thực hiện tính toán khi mài phẳng bằng chu vi đá. Phương trình (1.6) đã
được lập trình trên máy tính. Kết quả cho thấy trung bình mỗi giờ mài được 11,54 chi
tiết. Tổng chi phí cho một chi tiết là $ 4,81. Chi phí cho từng công đoạn được thể hiện
như Hình 1.38, cụ thể như sau:
Chi phí thời gian mài cơ bản $ 2.14 44.46%
Chi phí hiệu chỉnh máy $ 1.25 25.97%
Chi phí gá đặt và tháo chi tiết $ 0.75 15.58%
Chi phí thời gian sửa đá $ 0.63 13.09%
Chi phí đá mòn $ 0.003 0.06%
Chi phí đá do sửa đá $ 0.04 0.83%
Tổng chi phí mài 1 chi tiết $ 4.81 100,00%
29
Hình 1.38. Biểu đồ chi phí quá trình mài phẳng cho một chi tiết [49]
Kết quả tính toán khảo sát cho thấy, chi phí thời gian mài cơ bản là lớn nhất
(44,46%), tiếp theo là chi phí hiệu chỉnh máy (25,97%), chi phí tháo, lắp chi tiết
(15,58%), chi phí thời gian sửa đá (13,09%), chi phí đá do sửa đá (0,83%) và cuối cùng
là chi phí đá mòn (0,06%).
Năm 1992, X. M. Wen, A.A.O. Tay và A.Y.C. Nee [74] đã sử dụng mô hình tính
toán chi phí gia công mài một chi tiết của Filed và các cộng sự kết hợp với mô hình tính
toán nhám bề mặt và khối lượng vật liệu bóc tách nhằm tối ưu nhám bề mặt và chi phí
mài theo khối lượng bóc tách trong khi giữ chi phí mài phẳng thông qua ảnh hưởng của
các yếu tố: Vận tốc đá mài, vận tốc bàn, chiều sâu sửa đá và lượng chạy dao sửa đá. Các
tác giả đã đưa ra một thuật toán để giải bài toán này. Kết quả cho thấy, đối với mài thô,
các điều kiện mài tối ưu năng suất bóc tách vật liệu tăng 8,9% trong chỉ thay đổi một
chút về chi phí 0,34%. Để mài tinh, các điều kiện mài tối ưu có thể giảm cả chi phí và
nhám bề mặt.
Đến năm 2006, Rafael Enparantza và các cộng sự [61] đã phân tích chi phí vòng
đời của máy mài qua đó xác định chi phí vận hành theo vòng đời của máy từ đó đề ra
biện pháp làm giảm chi phí này. Theo đó, các tác giả đã khảo sát tính toán chi phí vòng
đời cho một máy mài ESTARTA RECTIFICADORAS S.COOP của hãng sản xuất máy
dụng cụ lớn nhất Tây Ban Nha, được vận hành trong 10 năm, mỗi năm 6504 giờ làm
việc. Các tác giả đề xuất một mô hình tính toán chi phí vòng đời trước hết thông qua cây
phân tích cấu trúc chi phí cho một máy mài như Hình 1.39. Một chương trình tính toán
chi phí đã được xác lập. Kết quả cho thấy, 80% chi phí vòng đời của máy mài dành cho
quá trình vận hành và bảo trì. Nhưng cũng nhấn mạnh chi phí bảo trì nhỏ hơn nhiều so
với chi phí vận hành. Phân tích cũng chỉ ra rằng, 87% chi phí vòng đời cho các vấn đề
như Hình 1.40.
Các tác giả cũng đề xuất giải pháp sử dụng hệ thống sửa đá tự động sẽ giảm 13%
chi phí vận hành, sử dụng động cơ Servo thay động cơ thường giảm 11% chi phí năng
lượng qua đó tổng cộng giảm 10% chi phí vòng đời máy mài.
30
Nhân công trực tiếp 51%
Đá mài 13%
Tiêu thụ năng lượng 6%
Giá mua 8%
Bảo dưỡng 9%
Hình 1.39. Cấu trúc phân tích chi phí
vòng đời của một trung tâm mài [61]
Hình 1.40. Biểu đồ một số chi phí vận
hành [61]
Năm 2006, Alluru Gopala Krishna và K. Mallikarjuna Rao [28] đã sử dụng mô
hình tính toán của Field và cộng sự để tính toán chi phí sản xuất cho một chi tiết kết hợp
với mô hình tính toán lượng mòn đá mài và nhám bề mặt nhằm tối ưu hóa đồng thời các
chỉ tiêu này khi mài phẳng. Các tác giả đã sử dụng phương pháp lập trình bậc hai QP,
thuật toán di truyền GA, thuật toán đàn kiến ACO và thuật toán trong lĩnh vực siêu dữ
liệu SS để giải bài toán đa mục tiêu này thông qua khảo sát ảnh hưởng của vận tốc đá
mài, vận tốc bàn, chiều sâu sửa đá và lượng chạy dao sửa đá cho cả mài thô và tinh. Kết
quả cho thấy, tùy thuộc vào ưu tiên mục tiêu nào mà lựa chọn thuật toán cho phù hợp.
Năm 2008, A. Slowik và J. Slowik [25] cũng sử dụng mô hình tính toán chi phí
sản xuất cho một sản phẩm của Filed và các cộng sự kết hợp với mô hình tính toán nhám
bề mặt và khối lượng vật liệu bóc tách nhằm tối ưu hóa chi phí sản xuất với nhám bề
mặt và chi phí sản xuất với khối lượng bóc tách khi mài phẳng thông qua ảnh hưởng của
các yếu tố: Vận tốc đá mài, vận tốc bàn, chiều sâu sửa đá và lượng chạy dao sửa đá. Bài
toán được giải bằng các thuật toán khác nhau: Phương pháp lập trình bậc hai QP, thuật
toán di truyền GA, tối ưu hóa đàn kiến ACO và thuật toán MO (MO là kết quả cửa sự
kết hợp các phương thức MOEA-SGP là toàn bộ các giải pháp được ghi nhớ trong bộ
Post) cho cả mài thô và tinh. Kết quả cho thấy, muốn nhám bề mặt thấp thì phải tăng chi
phí sản xuất (Hình 1.41) và muốn tăng tốc độ bóc tách thì chi phí sản xuất cũng tăng
Chi phÝ vßng ®êi m¸y ESTARTA
Chi phÝ mua s¾m
Gi¸ mua
VËn chuyÓn
Phô trî
§µo t¹o
Chi phÝ vËn hµnh
Nh©n c«ng
TiÖn Ých
§iÖnNícKhÝ nÐn
Tiªu hao
Tr¬n nguéiDÇuGiÊy, mµng läc
Dông cô g¸ l¾p
§¸ mµi§Çu söa ®¸ kim c¬ng§iÒu khiÓn
Sö lÝ chÊt th¶i
Dung dÞch tr¬n nguéiDông cô läcBïn l¾ng
Chi phÝ b¶o tr×
Dù trï
Söa ch÷a
0.00%
10.00%
20.00%
30.00%
40.00%
50.00%
60.00%
70.00%
80.00%
90.00%
100.00%
Ch
i phÝ n
h©
n c
«n
g
Ch
i ph
Ý ®¸ m
µi
Ch
i ph
Ý b
¶o
d
ìn
g
Ch
i ph
Ý mu
a m
¸y
Ch
i phÝ t
iªu t
hô
n¨
ng
l
îng
31
theo (Hình 1.42). Mỗi thuật toán đưa ra kết quả đều cho sự sai khác chấp nhận được.
Tùy vào mục đích ưu tiên sử dụng mục tiêu gì mà chọn thuật toán cho phù hợp.
Hình 1.41. Biểu đồ quan hệ giữa chi phí
sản xuất một chi tiết với nhám bề mặt
[25]
Hình 1.42. Biểu đồ quan hệ giữa chi phí
sản xuất một chi tiết với thể tích bóc tách
[25]
* Nhận xét:
- Chi phí của quá trình mài phẳng tính toán rất phức tạp vì phụ thuộc vào rất nhiều
thông số trong đó có chi phí đá và đường kính của đá mài.
- Theo hiểu biết của tác giả, đã có những công trình nghiên cứu xác định mô hình
tính toán chi phí của quá trình mài phẳng nhưng chưa có công trình nào được công bố
về việc xác định thời điểm thay đá (đường kính đá mài khi thay tối ưu) nhằm đạt chi phí
mài nhỏ nhất.
1.3. Định hướng nghiên cứu
Các yêu cầu về kinh tế và kỹ thuật của quá trình mài phẳng thường được đánh giá
thông qua nhám bề mặt, ứng suất dư bề mặt, tuổi bền đá mài, lực cắt, năng suất bóc tách,
năng lượng tiêu hao… Trong khi đó, tuổi bền của đá mài và năng suất gia công lại phụ
thuộc vào yêu cầu kỹ thuật và đặc biệt là các thông số quá trình như chế độ cắt, chế độ
bôi trơn làm mát, chế độ công nghệ sửa đá. Tuổi bền của đá và năng suất gia công càng
lớn thì thời gian mài cơ bản, thời gian hiệu chỉnh máy giảm, thời gian sửa đá càng nhỏ.
Nghĩa là, tuổi bền của đá và năng suất gia công sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến chi phí mài.
Qua phân tích mô hình tính toán chi phí mài cũng cho thấy, trong số các thành
phần chi phí của quá trình mài thì chi phí thời gian mài cơ bản chiếm tỉ trọng lớn nhất,
tiếp theo là chi phí hiệu chỉnh máy, chi phí gá đặt và tháo chi tiết và chi phí thời gian
sửa đá. Trong đó, chi phí gá đặt và tháo chi tiết phụ thuộc chủ yếu vào tay nghề công
nhân, kích thước chi tiết và loại hình sản xuất. Các thành phần chi phí còn lại phụ thuộc
vào yêu cầu kỹ thuật, tuổi bền của đá và năng suất gia công. Để giảm chi phí của quá
trình mài cần thực hiện các biện pháp công nghệ nhằm tăng tốc độ cắt để tăng năng suất
gia công, tăng tuổi bền của đá mài trong khi vẫn đảm bảo yêu cầu kỹ thuật nhằm giảm
chi phí thời gian mài cơ bản, chi phí hiệu chỉnh máy và chi phí thời gian sửa đá.
Để tăng tuổi bền của đá mài và năng suất gia công nhằm giảm chi phí của quá trình
mài trong khi vẫn đảm bảo yêu cầu kỹ thuật của quá trình mài phẳng như nhám bề mặt,
dung sai độ phẳng, luận án lựa chọn ba giải pháp, cụ thể là:
32
- Xác định chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt hợp lý hoặc tối ưu;
- Xác định chế độ sửa đá hợp lý hoặc tối ưu;
- Xác định đường kính đá mài khi thay tối ưu (đường kính thay đá tối ưu).
Kết luận Chương 1
1. Mài là một quá trình rất phức tạp. Chất lượng của quá trình mài thường được đánh
giá thông qua các chỉ tiêu như nhám bề mặt, năng suất gia công và chi phí của
quá trình mài. Những chỉ tiêu này chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố như chế độ
cắt khi mài, chế độ công nghệ sửa đá, loại dung dịch và chế độ trơn nguội, lực
cắt, nhiệt cắt…
2. Nhám bề mặt, lực cắt, năng suất gia công, tuổi bền của đá mài thường được dùng
làm mục tiêu để đánh giá quá trình mài.
3. Có thể giảm chi phí nguyên công mài bằng cách giảm thời gian mài cơ bản, giảm
chi phí sửa đá, chi phí hiệu chỉnh máy và nâng cao tuổi bền của đá mài bằng cách
thay đá mài với giá trị đường kính đá khi thay hợp lý hay tối ưu nhằm tăng tốc
độ cắt của đá để tăng năng suất gia công, giảm thời gian mài cơ bản qua đó nâng
cao hiệu quả kinh tế của quá trình mài.
4. Lựa chọn chế độ bôi trơn hợp lý hay tối ưu là một trong các biện pháp để tăng
chất lượng mài (giảm nhám bề mặt, tăng độ chính xác gia công) cũng như đề
giảm chi phí mài. Cho đến nay mặc dù đã có khá nhiều nghiên cứu về xác định
chế độ làm mát hợp lý hay tối ưu khi mài nhưng vẫn còn thiếu nghiên cứu xác
định chế độ làm mát hợp lý khi mài phẳng thép 90CrSi qua tôi.
5. Quá trình sửa đá mài được tiến hành qua ba bước: Sửa đá thô, sửa đá tinh và sửa
đá chạy không ăn dao. Tuy nhiên, cho đến nay vẫn chưa có nghiên cứu về chế độ
sửa đá hợp lý khi mài phẳng thép 90CrSi qua tôi khi sửa đá với ba bước nêu trên.
Do đó cần thiết phải tiến hành nghiên cứu xác định chế độ sửa đá hợp lý khi sử
dụng quá trình sửa đá qua ba bước đó.
33
CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ MÀI PHẲNG VÀ PHƯƠNG PHÁP XÂY
DỰNG MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM
2.1. Đặc trưng của quá trình mài phẳng
2.1.1. Quá trình tạo phoi khi mài [14, 48]
Quá trình cắt khi mài được thực hiện bởi các hạt mài nhô ra trên bề mặt đá. Quá
trình tách phoi của một hạt mài gồm ba giai đoạn (Hình 2.1).
Hình 2.1. Quá trình bóc tách phoi khi mài [48]
- Giai đoạn đầu đỉnh hạt mài va đập vào bề mặt gia công, hạt mài không cắt vào
vật liệu mà trượt trên bề mặt gia công với ma sát lớn và lực hướng kính tăng dần. Ma
sát sinh nhiệt nên phôi gia công bị nung nóng và giữ lượng nhiệt lớn. Chiều dài đoạn hạt
mài trượt không cắt phụ thuộc vào tính chất cơ lý của vật liệu gia công và độ sắc của hạt
mài. Nếu bán kính ở đỉnh hạt mài nhỏ thì hạt mài sẽ bị phá huỷ bởi lực va đập mà
không thể cắt gọt được. Lực va đập phụ thuộc vào vận tốc mài và lượng chạy dao. Ngược
lại, nếu lớn quá hoặc hạt mài bị mòn thì đoạn đường trượt này tăng, nhiệt sinh ra lớn.
- Tiếp theo là giai đoạn nén vật liệu gia công, lực tiếp tuyến và lực hướng kính
tăng dần.
- Khi chiều sâu cắt đạt tới trị số fd > và ứng suất (hướng kính, tiếp tuyến) vượt
quá giới hạn chảy của vật liệu thì phoi được tạo thành.
Toàn bộ quá trình tách phoi xảy ra trong một khoảng thời gian rất ngắn (5.10-5 ÷
1.10-3 giây) và thực hiện ở nhiệt độ vùng cắt rất lớn (có thể lên tới 1000 ÷ 1450C), đôi
khi nhiệt độ này bằng nhiệt độ chảy của vật liệu. Phoi mài có kích thước rất nhỏ, bị chảy,
cháy, thành phần cacbon của vật liệu mài thúc đẩy quá trình cháy và làm tăng nhiệt độ
vùng mài. Phoi cháy sẽ giảm kích thước, dòn nên dễ thoát khỏi bề mặt đá.
2.1.2. Lưỡi cắt [4, 7, 48]
Hình 2.2 mô tả mặt cắt đá theo chiều vuông góc với trục mang đá mài, thể hiện hai
loại lưỡi cắt: Lưỡi cắt tĩnh và lưỡi cắt động.
Lưỡi cắt tĩnh là tất cả các cạnh sắc của hạt mài nhô khỏi chất kết dính. Khoảng
cách giữa hai đỉnh nhọn liên tiếp gọi là khoảng cách lưỡi cắt tĩnh Lst. Mỗi hạt mài có thể
34
có một hoặc nhiều lưỡi cắt, S1 đến S9 là các lưỡi cắt tĩnh. Mật độ lưỡi cắt tĩnh đặc trưng
cho cấu trúc hình học của bề mặt đá (Topography), thường ký hiệu là Sst, được xác định
bằng số lượng lưỡi cắt tĩnh trên một đơn vị chiều dài bề mặt của đá. Ngoài ra, mật độ
lưỡi cắt tĩnh còn được xác định theo số lưỡi cắt tĩnh trên một đơn vị diện tích bề mặt đá
mài Nst (1/mm2) hoặc trên một đơn vị thể tích đá mài Cst (1/mm3). Sst được xác định theo
công thức:
��� =�
��� (1/��) (2.1)
Lưỡi cắt động: Chỉ một phần lưỡi cắt của hạt mài nhô ra khỏi chất kết dính tham
gia cắt, chúng được gọi là lưỡi cắt động. Trên Hình 2.2 thì S1, S2, S4, S6, S8 là các lưỡi
cắt động, Lk là khoảng cách giữa các lưỡi cắt động. Tương tự như lưỡi cắt tĩnh, mật độ
lưỡi cắt động cũng được xác định theo một đơn vị chiều dài Sk (1/mm), theo một đơn vị
diện tích bề mặt đá Nk (1/mm2) hoặc theo một đơn vị thể tích đá Ck (1/mm3).
�� =�
�� (1/��) (2.2)
Chiều cao nhấp nhô của đá Rts: Khi sửa đá bằng bút sửa đá kim cương, chiều cao
nhấp nhô của đá trên hạt mài phụ thuộc vào lượng chạy dao chiều trục sau mỗi vòng
quay fad và bán kính của dụng cụ sửa đá rpd và được xác định theo biểu thức 2.3.
��� =���
�.��� (2.3)
2.1.3. Chiều dài cung tiếp xúc [48, 63]
Khi mài phẳng, quá trình cắt xảy ra ở vùng tiếp xúc giữa đá và phôi. Chiều dài
cung tiếp xúc khi bỏ qua biến dạng đàn hồi của hệ thống công nghệ được mô tả như
Hình 2.3.
Hình 2.2. Lưỡi cắt tĩnh và lưỡi cắt động
[4, 7, 48]
Hình 2.3. Vùng tiếp xúc đá – chi tiết
mài [48, 63]
Nếu bỏ qua chuyển động của đá mài, chi tiết mài cùng sự biến dạng của chúng thì �� ≈
��� =���
� gọi là chiều dài tiếp xúc tĩnh, được xác định như sau:
�� = (��. ��)�/� (2.4)
Trong đó: fd là chiều sâu mài, sD là đường kính đá mài, là góc tiếp xúc.
35
2.1.4. Chiều dày cắt.
Sơ đồ xác định chiều dạy phoi hm và hình dạng phoi được thể hiện như Hình 2.4.
Chiều dày phoi được hớt đi bởi một hạt mài hm có thể được xác định bởi công thức:
ℎ� = 2��� ���
�đ� �
��
���
�
� [��] (2.5)
Hình 2.4. Chiều dày và hình dạng phoi [63]
Từ công thức cho thấy: Chiều dày phoi phụ thuộc vào khoảng cách lưỡi cắt tĩnh
Lst (mm), vận tốc bàn VB (mm/vòng), vận tốc đá mài Vđ (vòng/phút), chiều sâu cắt fd
(mm) và đường kính đá mài Ds (mm).
2.1.5. Quá trình sửa đá [7, 34, 36]
2.1.5.1. Sửa đá
Đá mài trước khi làm việc và sau khi bị mòn (hết tuổi bền) thì phải sửa đá. Quá
trình sửa đá thông thường bao gồm hai giai đoạn: Sửa đá và làm sạch thể hiện như trên
Hình 2.5. Theo đó, sửa đá bao gồm tạo biên dạng và làm sắc. Tạo biên dạng đá mài là
tạo cho đá có biên dạng phù hợp với biên dạng của chi tiết gia công. Làm sắc là quá
trình tạo khả năng cắt cho đá mài. Quá trình làm sắc gồm: Hạ thấp độ cao của chất kết
dính trên chiều cao biên dạng đá mài để làm các hạt mài nhô cao khỏi chất dính kết, từ
đó tạo ra không gian chứa phoi; Tạo lưỡi cắt trên hạt mài.
Hình 2.5. Quá trình sửa đá [34, 36].
Mục đích của sửa là thay thế và làm mới bề mặt đá mài. Điều này, một mặt, rất
cần thiết cho lần đầu tiên sử dụng đá mài. Mặt khác, chất lượng phù hợp của sản phẩm
chỉ có thể được duy trì bằng cách lặp lại bề mặt đá trong suốt quá trình mài. Bề mặt đá
sau khi sửa có ảnh hưởng quyết định đến khả năng cắt, tuổi bền, khả năng công nghệ
Qu¸ tr×nh söa ®¸
Söa ®¸
T¹o biªn d¹ng Lµm s¾c
T¹o cho ®¸ mµi métbiªn d¹ng chÝnh x¸c
phï hîp víi chi tiÕtgia c«ng
T¹o cho ®¸ mµi méttopography chÝnh x¸c
Lµm s¹ch
Lo¹i bá sù b¸m, bÝt
trong c¸c khe rçng
36
của đá mài, góp phần nâng cao độ chính xác và chất lượng bề mặt gia công đồng thời
tăng hiệu quả kinh tế và kỹ thuật của quá trình mài. Làm sạch đá mài nhằm loại bỏ các
vết bẩn, bột và cặn bám làm tắc nghẽn các khe rỗng trên bề mặt đá mài.
Trong suốt quá trình mài, đá mài luôn chịu tác động của cơ, nhiệt và hóa học phức
tạp. Điều đó khiến cho đá bị mòn. Sự mòn vĩ mô được mô tả gồm mòn chu vi và mòn
cạnh thể hiện trên Hình 2.6. Theo đó, chiều sâu sửa đá tối thiểu phải hết lớp mòn này.
Hình 2.6. Mòn đá mài vĩ mô [34, 36].
2.1.5.2. Dụng cụ sửa đá
Có nhiều phương pháp sửa đá với dụng cụ sửa đá khác nhau như sửa đá bằng
dụng cụ sửa đá kim cương, sửa đá bằng chùm tia nước hạt mài, sửa đá bằng laser vv…
Các đá mài truyền thống (đá SiC hoặc Corindon) thường sửa đá bằng dụng cụ sửa đá
tĩnh với bút sửa đá kim cương một hạt hoặc nhiều hạt. Phương pháp sửa đá bằng dụng
cụ sửa đá tĩnh có nguyên lý giống như phương pháp tiện, trong đó dụng cụ sửa đá đóng
vai trò dao tiện còn đá mài đóng vai trò phôi thể hiện trên Hình 2.7. Phương pháp sửa
đá này thường được sử dụng vì đơn giản, độ tin cậy cao, năng suất và chất lượng bề mặt
sửa đá tốt. Do kim cương có độ cứng, độ bền cao nhất trong các loại vật liệu được biết
nên dụng cụ kim cương là loại dụng cụ sửa đá tốt nhất và được sử dụng nhiều nhất hiện
nay [7].
Hình 2.7. Sửa đá bằng bút sửa đá kim cương [7]
Dụng cụ sửa đá kim cương gồm hai loại là loại một hạt và loại nhiều hạt.
- Dụng cụ sửa đá kim cương một hạt (Hình 2.8): Góc ở đỉnh hạt kim cương thường
là 60 hoặc 90. Loại này thường để sửa và tạo biên dạng định hình cho đá.
- Dụng cụ sửa đá kim cương nhiều hạt (Hình 2.9): Là loại dùng phổ biến và kinh
tế nhất để sửa đá có biên dạng thẳng.
37
Hình 2.8. Dụng cụ sửa đá kim
cương một hạt [55]
Hình 2.9. Dụng cụ sửa đá kim cương
nhiều hạt [55]
2.1.5.3. Topography của đá [7, 34, 36]
Topography của đá mài là tập hợp tất cả các lồi lõm trên bề mặt đá mài.
Tính chất của Topography [5]:
- Topography phụ thuộc vào điều kiện, chế độ công nghệ sửa đá và các thông số
đặc trưng của đá mài như: Độ cứng, độ hạt, cấu trúc, vật liệu hạt mài, chất dính kết …
- Dưới tác động của lực cắt và nhiệt độ cao, lưỡi cắt của các hạt mài dần dần bị
phá hủy. Hiện tượng này làm topography đá mài thay đổi rất phức tạp, khó dự đoán và
xác định từ đó ảnh hưởng tới khả năng cắt của đá mài và kết quả quá trình mài.
Quá trình biến đổi của topography như sau:
- Giai đoạn 1: Khi đá bắt đầu cắt, Topography của đá biến đổi mạnh mẽ. Nguyên
nhân là do khi bắt đầu cắt, trên đá mài có một lượng các hạt mài có vị trí không thuận
lợi cho quá trình cắt, một số hạt mài không gắn chặt vào chất kết dính và bị phá hủy khi
sửa đá. Dưới tác dụng của tải trọng, các hạt này bị bong ra khỏi bề mặt đá. Số lượng các
hạt này phụ thuộc vào loại dụng cụ sửa đá, đặc tính đá mài và chế độ công nghệ sửa đá.
- Giai đoạn 2: Đây là giai đoạn làm việc ổn định của đá mài. Ở giai đoạn này, lưỡi
cắt của hạt mài bắt đầu bị mòn. Sự biến đổi của Topography đá mài trong giai đoạn này
phụ thuộc vào vật liệu gia công, chế độ công nghệ và Topography khởi thủy của đá mài
sau khi sửa đá. Kết thúc giai đoạn này là kết thúc tuổi bền của đá và ta cần phải sửa đá.
Các phương pháp đánh giá Topography của đá mài:
Với sự phát triển của công nghệ mà các phương pháp đánh giá Topography đá mài
được nghiên cứu ngày một hoàn thiện. Một số phương pháp đánh giá Topography cụ
thể như sau:
- Dùng ống nhòm, máy quay phim hoặc thiết bị chụp ảnh trong không gian 3 chiều
theo dõi đánh giá sự thay đổi liên tục của Topography.
- Nghiên cứu cấu trúc bề mặt đá mài và biểu đồ biên dạng đá mài nhờ thiết bị dò
tiếp xúc trực tiếp, khi đó biên dạng đá mài được ghi lại.
- Nghiên cứu Topography thông qua tính chất tiếp xúc thực tế giữa đá và bề mặt
chi tiết gia công bằng phương pháp in dấu.
38
Nghiên cứu bề mặt đá mài bằng mẫu đá mài nhìn từ hình chiếu cạnh để thấy cấu
trúc đá.
- Nghiên cứu cấu trúc hình học từng hạt mài, loại hạt, nghiên cứu ma sát, biến dạng
vết cắt do hạt mài trên bề mặt gia công.
- Xác định khả năng cắt của đá mài thông qua thể tích vật liệu được hớt đi trong
một đơn vị thời gian
- Xác định kích thước, số lượng hạt mài nằm trong vùng cắt để xác định số lượng
lưỡi cắt trực tiếp tham gia cắt. Sử dụng phương pháp như: Chụp ảnh không gian 3 chiều,
ghi lại xung nhiệt.
- Phương pháp đánh giá Topography gián tiếp thông số gián tiếp như: Lực cắt,
rung động, mòn đá, chất lượng bề mặt gia công…
- Phương pháp đo Topography của đá mài bằng đầu đo lazer.
2.1.6. Bôi trơn làm mát
2.1.6.1. Nhiệt cắt trong quá trình mài
Gần như tất cả công cần thiết trong quá trình cắt đều chuyển thành nhiệt, chiếm
đến 9598% tổng công của quá trình cắt. Trong quá trình mài nhiệt độ phát sinh ở vùng
tiếp xúc giữa đá và vật mài rất lớn. Thời gian tác dụng nhiệt rất ngắn từ 10-4 5.10-6s,
nhiệt độ có thể lên tới 1000 1500C, sau đó lại giảm xuống nhanh chóng, thời gian
bão hòa nhiệt 0,012 0,015s. Sau thời gian bão hòa nhiệt, nhiệt độ mài hầu như không
tăng nữa. Nhiệt mài gây ra rất nhiều tác động đến vật mài như thay đổi cấu trúc của lớp
bề mặt, giảm độ cứng, cháy, nứt, biến dạng, … Nhiệt độ bão hòa phụ thuộc vào vật liệu
gia công, chế độ mài, công nghệ bôi trơn làm mát và điều kiện công nghệ. Nhiệt tạo ra
trong vùng mài phân bố vào các khu vực với những tỷ lệ khác nhau được thể hiện như
Hình 2.10.
Hình 2.10. Phân bố năng lượng và dòng nhiệt trong quá trình mài [36]
Nhiệt tạo ra khi mài được xác định [14, 21]:
qt = qw + qs + qspan + qf + qkss (2.6)
39
Trong đó: qt – Nhiệt tạo ra khi mài; qw – Nhiệt truyền vào chi tiết gia công; qs –
Nhiệt truyền vào đá mài; qspan – Nhiệt truyền vào phoi; qf – Nhiệt tạo ra hoa lửa; qkss –
Nhiệt truyền vào chất làm nguội.
Khác với những phương pháp cắt gọt khác, phần lớn nhiệt tạo ra khi mài truyền
vào chi tiết gia công, nhiệt tạo ra hoa lửa khi mài không đáng kể, có thể bỏ qua. Tỉ lệ
phân bố nhiệt cắt vào các khu vực trong trường hợp mài khô và mài có tưới nguội thể
hiện như trong Bảng 2.1.
Bảng 2.1. Phân bố nhiệt cắt trong mài [21]
Dạng mài qw (%) qs (%) qspan (%) qf (%) qkss (%)
Mài khô 65÷84 15 5÷20 Không
đáng kể
Mài có tưới nguội 69 11÷12 3÷7 4÷13
Nhiệt cắt khi mài có thể tính theo công thức [21]:
�� =�.�.�.(��.�đ)�,�
(l.�.�)�,� (C) (2.7)
Trong đó: TM - Nhiệt độ mài ở vùng tiếp xúc; k - Hệ số cố định; f - Hệ số ma sát
giữa đá và chi tiết; p - Áp lực riêng ở vùng tiếp xúc (kg/m2); lc - Chiều dài tiếp xúc (cm);
Vđ - Tốc độ quay của đá (m/ph); l - Hệ số truyền nhiệt của vật liệu mài (Kcal/cm.g.độ);
- Trọng lượng riêng của vật liệu mài (kg/m3); c - Nhiệt dung của vật liệu mài (J/kg.độ).
Mỗi loại vật liệu có hệ số truyền nhiệt khác nhau tùy thuộc vào tỷ lệ các nguyên tố
hợp kim trong vật liệu. Những loại thép có nhiều nguyên tố hợp kim và hàm lượng cao
thì hệ số truyền nhiệt thấp, khi mài nhiệt tỏa ra chậm làm cho nhiệt độ vùng mài tăng
cao, bề mặt mài dễ bị cháy và nứt. Để giảm nhiệt cắt nhằm nâng cao chất lượng bề mặt
khi mài, đã có nhiều giải pháp đề ra như dùng dung dịch trơn nguội, sử dụng những loại
đá mài có bề mặt làm việc không liên tục và có kết cấu đặc biệt, dùng những loại vật
liệu mài có khả năng cắt gọt cao, giảm chế độ cắt (VB, fd, Sd), phối hợp các giải pháp…
Trong đó, dung dịch trơn nguội là phương án được sử dụng phổ biến.
2.1.6.2. Vai trò của dung dịch trơn nguội
Trong quá trình mài, sử dụng dung dịch trơn nguội có tác dụng làm mát phôi, đá
và xung quanh khu vực mài; xối rửa phoi từ vùng mài, làm sạch bề mặt đá mài, tăng
hiệu quả cắt gọt cho đá; bôi trơn, làm giảm năng lượng tiêu thụ của nhiều tương tác trượt
xảy ra trong vùng mài; giảm nhiệt độ, do đó kéo dài tuổi thọ đá mài; chống ăn mòn tạm
thời, hạn chế rỉ sét, bảo vệ máy và bề mặt chi tiết gia công; giảm lượng bụi trong khu
vực gia công. Ngoài các tác dụng như trên thì dung dịch trơn nguội cũng có nhược điểm
như tăng ô nhiễm môi trường và có thể ảnh hưởng đến sức khỏe người lao động; tăng
chi phí gia công và chi phí xử lý dung dịch sau khi sử dụng.
* Tác dụng bôi trơn
Nhiệt phát sinh do biến dạng dẻo kim loại, do ma sát giữa phoi, phôi với các bề
mặt dụng cụ. Khi mài, phương pháp duy nhất để làm giảm ma sát là sử dụng dung dịch
trơn nguội. Tác dụng bôi trơn được thể hiện rõ trong những khía cạnh như giảm ma sát
40
từ đó làm giảm mòn và tăng tuổi bền dụng cụ; các phần tử của dung dịch trơn nguội bao
quanh các phần tử của phoi làm cản trở sự dính giúp phoi thoát ra khỏi khu vực cắt dễ
dàng. Ngoài ra tác dụng bôi trơn của dung dịch trơn nguội còn gắn liền với khả năng
xâm nhập vào những vết nứt tế vi, làm giảm lực liên kết giữa các nguyên tử khiến cho
lớp kim loại dễ bị biến dạng dẻo và quá trình cắt được dễ dàng hơn.
* Tác dụng làm nguội
Tác dụng làm nguội của dung dịch trơn nguội là dẫn nhiệt ra khỏi vùng cắt dẫn
đến giảm nhiệt độ trên dụng cụ và trên chi tiết gia công, đảm bảo nhiệt độ của môi trường
thấp và ổn định, giảm khả năng biến dạng nhiệt của dụng cụ và của chi tiết trong quá
trình gia công do đó tăng độ chính xác gia công và nâng cao tuổi bền của dụng cụ cắt.
* Tác dụng làm sạch
Tác dụng làm sạch của dung dịch trơn nguội là đẩy các vụn kim loại, phoi và phụ
phẩm khi mài ra khỏi thiết bị, bề mặt đá mài, từ đó làm giảm mòn thiết bị, góp phần
nâng cao khả năng cắt của đá mài.
2.1.6.3. Phân loại dung dịch trơn nguội
Dung dịch trơn nguội được phân loại theo hai chỉ tiêu:
Theo tác dụng chính của dung dịch có thể phân làm ba nhóm: nhóm có tác dụng
làm nguội là chủ yếu (các dung dịch chất điện ly), nhóm có tác dụng làm nguội và một
phần bôi trơn (dung dịch nước xà phòng, dung dịch emulsion), nhóm có tác dụng bôi
trơn là chủ yếu và một phần làm nguội (các loại dầu cắt gọt).
Theo đặc tính sử dụng của dung dịch có thể phân làm ba nhóm: dầu cắt gọt, dầu
hòa tan, dung dịch cắt gọt hóa học.
Trong thực tế sản xuất, cách phân loại dung dịch trơn nguội theo đặc tính sử dụng
được dùng phổ biến hơn.
2.1.6.4. Các phương pháp bôi trơn làm mát thường dùng khi mài
* Phương pháp gia công khô
Gia công khô được tiến hành bằng cách phun một dòng khí với áp suất cao trực
tiếp vào vùng cắt để giảm nhiệt cắt ở đá mài, chi tiết gia công và phoi. Gia công khô hạn
chế được ô nhiễm môi trường và giảm chi phí vì không tiêu hao dung dịch trơn nguội.
Tuy nhiên, phương pháp này nhiều hạn chế như không thực hiện được việc bôi trơn và
không làm giảm được ma sát trong quá trình cắt; khả năng tải nhiệt ra khỏi vùng cắt thấp
hơn, do đó nhiệt độ ở vùng cắt cao; tuổi bền của đá mài thấp hơn so với các trường hợp
cùng điều kiện gia công khi sử dụng những biện pháp tưới nguội khác; dễ lùa những
phoi có kích thước nhỏ (bụi kim loại) vào các khe hẹp của bộ phận thiết bị. Các bụi kim
loại này là tác nhân làm tăng tốc độ mài mòn của các bề mặt tiếp xúc giữa các chi tiết
chuyển động tương đối với nhau.
* Phương pháp tưới tràn
Bôi trơn làm mát theo kiểu tưới tràn là phương pháp bơm dung dịch từ bể chứa
vào vùng cắt, sau đó dung dịch lại được thu hồi, lọc sạch về bể chứa. Phương pháp này
41
tác động đến quá trình gia công bằng chức năng làm nguội - bôi trơn - dội rửa.
Phương pháp bôi trơn làm mát theo kiểu tưới tràn có ưu điểm là bảo vệ đá mài,
giảm tác hại của nhiệt cắt; đảm bảo nhiệt độ của môi trường làm việc thấp và ổn định;
tạo điều kiện vận chuyển phoi ra khỏi vùng cắt dễ dàng; cải thiện được chất lượng bề
mặt gia công và nâng cao năng suất mài. Tuy nhiên phương pháp này tốn chi phí cho
việc sản xuất, tái chế và thải các chất bôi trơn làm mát, gây ô nhiễm môi trường, ảnh
hưởng đến sức khỏe người lao động, lượng dung dịch tiêu hao lớn, chi phí dọn thải lớn,
tăng chi phí gia công.
* Phương pháp dùng dòng không khí lạnh
Ô nhiễm môi trường là nhược điểm lớn nhất của các loại dung dịch trơn nguội.
Gần đây đã có nhiều nghiên cứu về công nghệ sử dụng dòng khí lạnh có áp suất cao
phun vào vùng cắt để làm nguội. Phương pháp này chỉ có tác dụng làm nguội mà không
có tác dụng bôi trơn. Trong những trường hợp cụ thể, phương pháp dùng dòng khí lạnh
có những ưu điểm vượt trội so với phương pháp tưới tràn [53].
* Phương pháp bôi trơn tối thiểu (MQL)
Bôi trơn làm mát tối thiểu là phương pháp sử dụng dòng khí áp lực cao trộn với
thể tích dung dịch trơn nguội phun vào vùng cắt dưới dạng sương mù, hoặc dạng tia cao
áp để bôi trơn làm nguội và chuyển phoi ra khỏi vùng gia công. Dưới tác dụng của dòng
khí áp lực cao dung dịch được tạo thành các hạt nhỏ và được đẩy vào tận vùng cắt làm
tăng khả năng bôi trơn làm nguội trong quá trình cắt. Phương pháp này có ưu điểm là
dung dịch trơn nguội có áp lực cao được đưa trực tiếp vào vùng cắt nên hiệu quả của
quá trình bôi trơn làm nguội cao, làm sạch bề mặt đá mài tốt; lượng dung dịch trơn nguội
cần thiết từ (30 ÷ 200) ml/h, do đó giảm chi phí sản xuất; do hiệu quả của quá trình bôi
trơn làm nguội cao nên giảm được lực cắt, nhiệt cắt dẫn đến nâng cao hiệu quả kinh tế
kỹ thuật của quá trình gia công; hạn chế ô nhiễm môi trường, không gian làm việc sạch.
Bên cạnh đó, phương pháp này cũng có những nhược điểm nhất định như nhiệt độ chi
tiết cao hơn so với một số phương pháp bôi trơn làm nguội khác; đối với quá trình mài,
việc thu gom phụ phẩm mài gặp nhiều khó khăn, gây bụi.
2.2. Một số chỉ tiêu đánh giá quá trình mài
2.2.1. Mòn và tuổi bền của đá mài
2.2.1.1. Mòn đá mài
Mòn đá mài là quá trình làm thay đổi kích thước, hình dạng và khả năng cắt ban
đầu của đá.
Trong suốt quá trình mài, đá mài luôn chịu tác động của cơ, nhiệt và hóa học phức
tạp. Điều đó khiến cho đá bị mòn. Sự mòn vĩ mô được mô tả gồm mòn chu vi và mòn
cạnh (Hình 2.11), mòn vi mô bao gồm mòn hạt mài, mòn chất kết dính và hạt mài bị bật
ra khỏi bề mặt đá (Hình 2.12) [34, 36].
42
Hình 2.11. Mòn đá mài vĩ mô
[34, 36].
Hình 2.12. Các dạng mòn đá mài vi mô [34, 36]
Tốc độ mòn của đá mài thường được đánh giá qua hệ số tách phoi G:
� =��
�đ� (2.8)
Trong đó: Vw - Thể tích vật liệu được bóc đi (mm3); Vđm - Thể tích vật liệu đá mài
bị tiêu hao (mm3).
Nhiều nghiên cứu cho thấy quá trình mòn của đá mài gồm 3 giai đoạn (Hình 2.13).
- Giai đoạn mòn ban đầu (I): Đá mài bị mòn nhanh do khi sửa đá tạo ra nhiều hạt
mài có thông số hình học không thuận lợi cho điều kiện cắt gọt, các hạt này dễ bị vỡ
hoặc bật ra khỏi chất dính kết.
- Giai đoạn mòn bình thường (II): Đá mài mòn chậm và ổn định.
Hình 2.13. Quá trình mòn đá mài [4, 11, 34, 36].
- Giai đoạn mòn khốc liệt (III): Đá mài mất khả năng cắt gọt.
Khi tăng chế độ cắt thì năng suất cắt gọt tăng nhưng cũng đồng thời làm tăng tốc độ
mòn đá. Quan hệ giữa hệ số mài G với chế độ cắt xác định theo công thức thực nghiệm
[47, 57]:
� = �� ���.��.�
�đ� = ��. ����� = ��. (���′)�� (2.9)
Trong đó: Hệ số G0 và số mũ g được xác định bằng thực nghiệm (g = 0,1 0,5). Các
hệ số:
�� = ��. �đ�
(2.10)
�� = ��(�
�đ)�� (2.11)
2.2.1.2. Tuổi bền của đá mài
Tuổi bền của đá mài là khoảng thời gian làm việc liên tục giữa hai lần sửa đá. Tuổi
bền của đá mài phản ánh khả năng chống lại quá trình mòn các lưỡi cắt, sự dính bám vật
43
liệu mài lên hạt mài và sự phá huỷ hình dáng hình học đúng của đá mài. Theo [7], quan hệ
giữa tuổi bền và độ mòn đá mài có dạng:
w
tm
CU
T (2.12)
Trong đó: U là mức độ mòn của đá mài (m); Tw là tuổi bền đá mài (phút); Ct và
m lần lượt là hệ số và số mũ phụ thuộc điều kiện mài.
Có thể sử dụng các phương pháp sau để xác định tuổi bền đá mài [47]:
(1) Mài các chi tiết thử nghiệm: Kiểm tra chất lượng và độ chính xác gia công của
các chi tiết thử nghiệm để xác định số lượng chi tiết gia công lớn nhất giữa hai lần sửa
đá. Việc hiệu chỉnh để tránh phế phẩm thường giảm đáng kể số lượng chi tiết gia công,
giảm năng suất và tăng chi phí của quá trình mài. Hiện nay, người ta dùng điều khiển
thích nghi để giải quyết vấn đề này: Đo lượng mòn của đá ngay trong quá trình mài để
làm tín hiệu tự động điều khiển chuyển động bù của máy sao cho luôn đảm bảo lượng
giảm kích thước hướng kính của đá mài. Khi đá mòn khốc liệt (không còn đảm bảo biên
dạng đúng của đá, không đảm bảo nhám bề mặt gia công, xuất hiện vết cháy vv...) thì
phải sửa đá.
(2) Theo dõi của người thợ: Khi thấy xuất hiện vết cháy, sóng bề mặt, tăng nhám
bề mặt chi tiết gia công, có âm thanh gắt... thì đó là thời điểm phải sửa đá. Phương pháp
này cho độ chính xác thấp và phụ thuộc vào kinh nghiệm của người thợ.
(3) Đo lực pháp tuyến Fy: Lực Fy tăng theo mức độ mòn của đá mài, thời điểm Fy
tăng đột ngột là thời điểm bề mặt gia công bị cháy và phải sửa đá. Tuy nhiên chưa xác
định được mối liên hệ rõ ràng giữa lực Fy và chất lượng bề mặt gia công cũng như chưa
biết quy luật thống nhất của sự tăng Fy ở các điều kiện mài khác nhau làm cho việc ứng
dụng phương pháp này bị hạn chế.
(4) Đo lực tiếp tuyến Fz: Năng lượng và công suất mài được xác định qua lực Fz.
Tuy nhiên nhiều nghiên cứu cho thấy không có một quy luật nhất định về sự thay đổi
của Fz theo độ mòn của đá.
(5) Đo tốc độ bóc kim loại trong quá trình mài: Sự giảm tốc độ bóc kim loại phản
ánh sự suy giảm khả năng cắt của đá mài do mòn. Tốc độ bóc kim loại giảm đến giới
hạn gây cháy bề mặt được chọn làm giới hạn tuổi bền đá mài.
(6) Đo nhiệt mài: Nhiệt độ vùng cắt khi mài tăng lên cùng với độ mòn của đá làm
xấu đi chất lượng bề mặt gia công. Việc đo nhiệt vùng cắt khi mài rất phức tạp làm cho
phương pháp này không thể ứng dụng trong sản xuất.
(7) Đo hệ số khả năng cắt của đá Kc. Sự thay đổi của Kc theo thời gian mài phản
ánh mức độ mòn của đá:
Kc = Kc0. e-l (2.13)
Trong đó: Kc là trị số Kc tại thời điểm ; Kc0 là trị số Kc ở thời điểm đầu chu kỳ
tuổi bền; l là hệ số phụ thuộc vào các điều kiện mài.
44
Việc áp dụng phương pháp này còn gặp hạn chế vì cùng lúc phải đo hai đại lượng
Fy và MRR. Ngoài ra trong chu kỳ tuổi bền của đá thường Kc thay đổi ít (1,2 2 lần),
sai số của phép đo Py và MRR làm sai lệch kết quả xác định Kc.
(8) Đo rung động hoặc biên độ dao động của lực cắt: Sự tăng biên độ dao động của
đá mài cùng với sự mòn đá là nguyên nhân làm xấu đi chất lượng bề mặt gia công (độ
sóng, độ nhám, vết cháy). Có thể lấy thời điểm dao động tăng rõ rệt làm giới hạn sửa đá.
Phương pháp này được dùng nhiều trong thực tế vì việc đo rung động tương đối dễ dàng với
mức độ chính xác cần thiết.
2.2.2. Nhám bề mặt khi mài [4, 63]
Nhám bề mặt khi mài được tạo ra chủ yếu bởi tương tác giữa hạt mài và phôi. Việc
nghiên cứu lý thuyết về nhám bề mặt khi mài và quan hệ của nó với các thông số của quá
trình như lực cắt, rung động, ... cho phép xác định được nhám bề mặt khi gia công và kiểm
soát được chất lượng bề mặt mài mà không cần đo trực tiếp. Nhám bề mặt có thể dự đoán
một cách lý thuyết bằng cách mô hình hóa sự tương tác giữa các điểm cắt của hạt mài với
phôi. Theo cách này, các lưỡi cắt sẽ cắt bỏ tất cả vật liệu trên đường mà nó đi qua, để lại
đằng sau các rãnh cắt. Do đó, nhám bề mặt dự đoán thường thấp hơn so với thực tế cắt
gọt do tác động của nhiều yếu tố ngẫu nhiên như sự chảy của vật liệu, rung động, ... gây
ra. Tuy nhiên, với mài thì việc mô hình hóa rất khó khăn do sự ngẫu nhiên về hình dạng
và thông số hình học của các lưỡi cắt trên đá mài. Do vậy, để mô hình hóa quá trình hình
thành nhám bề mặt khi mài phẳng, người ta đưa ra một số giả thiết nhằm đơn giản hóa
quá trình mô phỏng. Các giả thiết đưa ra là: (1) Các hạt mài được phân bố đều trên bề
mặt đá mài với khoảng cách L; (2) Các hạt mài nhô ra khỏi bề mặt đá một khoảng cách
như nhau.
Hình 2.14. Mô hình mô tả nhám bề
mặt chi tiết máy khi mài [4, 63]
Hình 2.15. Mô hình tính toán nhám bề mặt
khi mài phẳng [4, 63]
Hình 2.14 thể hiện mô hình lý thuyết mô tả nhám bề mặt sau khi mài và các thông số
chính được sử dụng để đánh giá nhám bề mặt. Chiều dài chuẩn khi xác định nhám bề mặt
được chọn là 0,8 mm. Nhám bề mặt thường được đánh giá bằng hai thông số là chiều cao
nhấm nhô trung bình Ra và nhấp nhô lớn nhất từ đáy tới đỉnh Rt. Dễ thấy Rt lớn hơn Ra. Nếu
theo biên dạng hình sin của bề mặt chi tiết thì Rt = .Ra. Với mài thì sự khác nhau giữa Ra
và Rt là lớn hơn, thường thì Rt = (7 ÷ 14)Ra, cũng có thể Rt = (4 ÷ 7)Ra nếu bỏ qua các giá trị
lớn nhất và nhỏ nhất ngẫu nhiên của các đỉnh và đáy nhấp nhô trên bề mặt.
45
Hình 2.15 là mô hình mô tả bề mặt làm việc của đá mài và mô hình tính toán nhám bề
mặt khi mài. Bề mặt mài lý tưởng của chi tiết được hình thành từ tập hợp các đường viền
giống nhau kế tiếp với bán kính cong tương ứng của đường cắt. Khi đo bước tiến sc cho mỗi
điểm cắt được tính theo công thức:
�� =��.�
�đ (2.14)
Nhấp nhô lớn nhất từ đáy tới đỉnh Rt được xác định theo công thức:
�� =��
�
���=
�
��
���
��/��
�
(2.15)
Nhấp nhô trung bình Ra được xác định theo công thức:
�� =�
�√��
���
��/��
�
(2.16)
Trong đó: Vđ, VB là vận tốc đá mài và vận tốc bàn máy; Ds là đường kính đá mài; L là
khoảng cách giữa các hạt mài được coi là phân bố đều trên bề mặt đá.
Nhám bề mặt khi mài thường thay đổi từ 0,15 m đến 2,3m.
2.2.3. Lực cắt khi mài [14]
Lực cắt F khi mài xác định theo công thức:
F =
n
iiF
1
(2.17)
n là số hạt mài đồng thời tham gia cắt; Pi là lực cắt tác dụng lên một hạt mài.
Lực cắt tác dụng lên một hạt mài Fi có thể phân thành hai thành phần: Piz theo
phương tiếp tuyến và Piy theo phương pháp tuyến với bề mặt gia công (Hình 2.16).
Fiz = )sin().()).cos(.-.(1 sin
)sin..f.(cos
x,,
s
x
xx (2.18)
Fiy = )sin().()).cos(.-.(1 sin
)sin..f.(cos
x,,
s
x
xx (2.19)
Trong đó: s là ứng suất tiếp; f là diện tích cắt; là hệ số ma sát ở mặt trước hạt
mài; x là góc trước của hạt mài; ' là hệ số ma sát trong trên mặt trượt.
Hình 2.16. Lực cắt tác dụng lên hạt
mài [14].
Hình 2.17. Mô hình mô tả bước sóng bề
mặt khi mài [63]
46
Các công thức (2.18), (2.19) cho thấy: Lực Fiy lớn hơn Fiz; Lực cắt Fiz, Fiy phụ
thuộc vào rất nhiều yếu tố: vật liệu hạt mài, vật liệu gia công (s, , ’), kích thước lớp
cắt (f), hình dáng, kích thước hạt mài (, ), chế độ cắt và các điều kiện gia công khác.
Khi mài phẳng chạy dao dọc có thể phân lực cắt Pc làm ba thành phần:
F = xF + yF + zF (2.20)
Trong đó: Fx là lực dọc trục; Fy là lực pháp tuyến; Fz là lực tiếp tuyến.
Vì chiều dày lớp cắt khi mài nhỏ, đỉnh các lưỡi cắt của hạt mài thường có bán kính
và góc trước âm làm cho Fy lớn hơn nhiều so với Fz (ví dụ khi mài thép tôi thường Fy/Fz ≈
2÷3). Lực Fx rất nhỏ so với Fy, Fz nên có thể bỏ qua.
Theo [14] thì khi mài các hạt mài vừa cắt vừa trượt trên bề mặt gia công do đó còn có
thể phân Fy, Fz thành:
Fz = Fzc + Fzt = Fzc + Ap..,, (2.21)
Fy = Fyc + Fyt = Fyc + Ap. (2.22)
Trong đó: Fzc là lực cắt tiếp tuyến; Fyc là lực cắt pháp tuyến; Fyt là lực trượt pháp
tuyến; Fzt là lực trượt tiếp tuyến; A - diện tích tiếp xúc giữa vùng mòn của các hạt mài và
bề mặt gia công; p - áp suất tiếp xúc; ’’ là hệ số ma sát giữa vùng mòn của các hạt mài
với bề mặt gia công.
Từ (2.21) và (2.22) có:
Fy = ,,
,,
,,
1
zcyc
z
FFF
(2.23)
2.2.4. Năng suất gia công [14]
- Năng suất gia công vật liệu MRR tính theo công thức:
MRR = VB. fd. b (mm3/s). (2.24)
Trong đó: fd là chiều sâu cắt; b là chiều rộng mài; VB là vận tốc bàn.
- Năng suất gia công vật liệu trên một đơn vị chiều rộng mài MRR:
' .B d
MRRMRR V f
b (mm3/s.mm) (2.25)
2.2.5. Sóng bề mặt [63]
Rung động là nguyên nhân chủ yếu gây ra sóng bề mặt khi mài. Bước sóng theo phương
mài được mô tả như Hình 2.17 và có thể được xác định theo công thức:
l =��
�∝ (2.26)
Trong đó: l là bước sóng; �∝ là tần số rung động.
2.3. Mô hình nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng
Trong sản xuất cơ khí, sản phẩm được tạo ra cần đảm bảo yêu cầu kỹ thuật (độ
chính xác gia công) và kinh tế (chi phí thấp nhất có thể). Các nghiên cứu đề ra đều nhằm
dự đoán được kết quả quá trình, từ đó điều khiển quá trình và chất lượng gia công theo
mong muốn. Hầu hết các nghiên cứu đã tập trung vào yêu cầu kỹ thuật của quá trình gia
47
công đó là nâng cao độ chính xác, cải thiện chất lượng bề mặt gia công, giảm lực, nhiệt,
rung động hoặc tìm các giải pháp nâng cao năng suất gia công. Trong khi tính kinh tế
trong sản xuất cơ khí nói chung và mài phẳng nói riêng cũng là một chỉ tiêu cần quan
tâm nghiên cứu. Để giải quyết hài hòa cả hai giải pháp kỹ thuật và kinh tế, cần thiết phải
xây dựng một mô hình để nghiên cứu nâng cao hiệu quả của quá trình mài phẳng.
2.3.1. Sơ đồ và cơ sở của nghiên cứu nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng
Cho đến nay, mô hình nghiên cứu như thể hiện trên Hình 1.3 là mô hình tổng quát
và khá phù hợp với quá trình mài. Tuy nhiên, mài nói chung và mài phẳng nói riêng là
quá trình phức tạp, nhạy cảm với các điều kiện cụ thể, bao gồm một tập hợp lớn các yếu
tố ảnh hưởng và nhiều chỉ tiêu đánh giá khác nhau. Do vậy, để áp dụng kết quả nghiên
cứu vào thực tiễn sản xuất cần có những nghiên cứu riêng gắn liền với các điều kiện cụ
thể. Sơ đồ nghiên cứu thực nghiệm khi mài phẳng được thể hiện như Hình 2.18.
Hình 2.18. Sơ đồ nghiên cứu thực nghiệm khi mài phẳng
Các thông số đầu vào là những thông số cần nghiên cứu và cần xây dựng kế hoạch
nghiên cứu thực nghiệm. Các thông số này là các biến độc lập, kiểm tra được và điều
khiển được; Các thông số không điều khiển được là các nhiễu; Kết quả (đầu ra) là các
chỉ tiêu đánh giá đối tượng nghiên cứu.
Mục đích của quá trình nghiên cứu thực nghiệm là xây dựng mối quan hệ giữa
thông số đầu vào và đầu ra, từ đó có thể điều khiển được quá trình hoặc dự đoán được
kết quả đầu ra theo thông số đầu vào dưới dạng các mô hình toán học. Các mô hình đó
là cơ sở để giải bài toán xác định chế độ công nghệ tối ưu cho quá trình mài tương ứng
với các điều kiện gia công cụ thể. Ngoài ra, dựa vào các mô hình đó có thể lựa chọn các
tín hiệu hợp lý để tiến hành tự động hóa nhằm nâng cao hiệu quả kinh tế trên cơ sở đảm
bảo chất lượng yêu cầu của nguyên công.
2.3.2. Lựa chọn thông số đầu vào
Việc lựa chọn các thông số đầu vào cần thỏa mãn các yêu cầu sau: (1) Là các biến
độc lập, điều chỉnh được, điều này cho phép nhận được các ước lượng riêng biệt của các
hệ số hồi qui; (2) Là các thông số định lượng; (3) Có ảnh hưởng đến các hàm mục tiêu
lớn hơn nhiều so với mức độ ảnh hưởng của nhiễu.
Việc lựa chọn thông số đầu vào dựa vào các cơ sở sau: (1) Từ quan sát hiện tượng
thực tế hoặc tài liệu tham khảo; (2) Ý kiến của chuyên gia; (3) Kết quả nghiên cứu lý
48
thuyết; (4) Tiến hành thực nghiệm thăm dò, thực nghiệm sàng lọc để kiểm tra những
yếu tố ảnh hưởng nghi ngờ.
Các thông số ảnh hưởng đến chỉ tiêu đánh giá nhằm nâng cao hiệu quả kinh tế và
kỹ thuật của quá trình mài phẳng gồm:
- Chi phí giờ máy và chế độ cắt: Vận tốc bàn (VB), lượng chạy dao dọc (Sd), chiều
sâu cắt (fd), thời gian cắt (tc), lượng dư gia công (ae,tot), chi phí giờ máy (Cm,h).
- Chi tiết gia công: Độ cứng của phôi (HRC), dung sai yêu cầu (), mật độ xếp
phôi (Mp).
- Đá mài: Đường kính đá ban đầu (D0), bề rộng đá (Wgw), lượng mòn đá sau mỗi
chu kỳ tuổi bền (Wpd), giá mua một viên đá mài (Cđm), tuổi bền (Tw).
- Chế độ công nghệ sửa đá: Chiều sâu sửa đá (aed), lượng chạy dao sửa đá (S), số
lần sửa đá (n).
- Chế độ công nghệ bôi trơn làm mát: Loại dung dịch, phương pháp đưa dung dịch
trơn nguội vào vùng cắt, nồng độ dung dịch (ND), lưu lượng dung dịch (LL).
Các tham số quá trình mài phẳng rất đa dạng và có thể phân thành các loại sau:
+) Các tham số điều khiển được:
Các tham số điều khiển được trong quá trình mài phẳng được đưa vào trong quá
trình phân tích chi phí quá trình mài. Các tham số này được xác định bằng thực nghiệm,
thường nhận được giá trị không đổi, bao gồm: Thời gian gá đặt và thay chi tiết (tlu); thời
gian mài hết hoa lửa (tsp); thời gian thay đá (tcw); thời gian sửa đá (td). Đây đều là các
thông số kinh tế, ảnh hưởng tới năng suất gia công.
+) Các tham số nhiễu:
Trong mài phẳng các yếu tố nhiễu rất nhiều và ảnh hưởng đáng kể đến kết quả đầu
ra. Khi nghiên cứu cần xác định các yếu tố này và tìm cách hạn chế ảnh hưởng của
chúng. Các tham số nhiễu gồm: (1) Sai số của phôi thí nghiệm (độ chính xác, cơ tính…);
(2) Rung động từ môi trường gia công; (3) Sai số trong đo kiểm (phương pháp đo, dụng
cụ đo…); (4) Sai số do máy và thiết bị công nghệ trong quá trình thí nghiệm; (5) Do quá
trình tự mài sắc lại của đá mài.
+) Các thông số đầu ra:
Các thông số đầu ra phụ thuộc vào mục tiêu của nghiên cứu. Ở chương 1 đã phân
tích, nhám bề mặt, lực cắt là các chỉ tiêu được nhiều nhà nghiên cứu quan tâm do dễ đo
kiểm. Do vậy, luận án cũng lựa chọn nhám bề mặt và lực cắt là hai chỉ tiêu đánh giá về
mặt kỹ thuật. Ngoài ra, dung sai độ phẳng là một chỉ tiêu rất quan trọng đối với quá trình
mài phẳng cũng được luận án lựa chọn. Về chỉ tiêu kinh tế, luận án lựa chọn tuổi bền,
năng suất gia công và đặc biệt là đường kính thay đá tối ưu làm mục tiêu đầu ra.
49
2.3.3. Các giải pháp nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng
Hình 2.19. Mô hình nâng cao hiệu quả của quá trình mài phẳng
Từ các phân tích trên, một mô hình nghiên cứu nâng cao hiệu quả của quá trình
mài phẳng đã được đưa ra, được thể hiện trên Hình 2.19. Từ mô hình này, để nâng cao
hiệu quả của quá trình mài phẳng, có thể sử dụng ba giải pháp sau: (1) Mài với chế độ
bôi trơn làm mát và chế độ cắt hợp lý giúp giảm nhám bề mặt gia công, giảm lực cắt qua
đó làm tăng tuổi bền của đá; (2) Mài với đá được sửa đá bằng chế độ sửa đá hợp lý nhằm
giảm nhám bề mặt, tăng tuổi bền đá mài, tăng năng suất gia công và giảm dung sai độ
phẳng; (3) Mài với tuổi thọ của đá tối ưu (hay thay đá ở đường kính thay đá tối ưu) để
tăng năng suất dẫn đến giảm chi phí mài. Các giải pháp này sẽ được giải quyết trong các
chương tiếp theo của luận án.
Hình 2.20. Quan hệ giữa tuổi thọ của đá với chi phí mài
Trong ba giải pháp được đề xuất của mô hình nâng cao hiệu quả của quá trình mài
phẳng, hai giải pháp đầu đã được một số nghiên cứu giải quyết trong các bài toán cụ thể
với các mức độ khác nhau như trong chương 1 tổng hợp. Giải pháp thứ ba – mài với tuổi
M¸ymµi
Chi
tiÕt
§¸mµi
ChÕ®é
c¾t
Dôngcô
söa®¸
DungdÞchtr¬n
nguéi
* Th«ng sè c«ng nghÖ (Sd, VB, fd, D0, Wgw, Wpd,HRC, Mp, aed, S, n, ND, LL)
* Th«ng sè yªu cÇu kü thuËt:
Th«ng sè kü thuËt
* Chi phÝ (Cmh, C®m)
* Thêi gian: tc, tlu, tsp, td,p, tcw,p
Th«ng sè kinh tÕ
Th«ng sè ®Çu vµo m« h×nh tèi
u hãa
chÕ ®é B«i
tr¬n lµm
m¸t
chÕ ®é Söa
®¸
Tuæi thä
®¸ mµi
(thêi ®iÓm thay)
N©ng cao chÊt lîng gia c«ng:
- Gi¶m nh¸m bÒ mÆt
- Gi¶m lùc c¾t
- Gi¶m dung sai ®é ph¼ng
N©ng cao hiÖu qu¶ kinh tÕ:
- T¨ng tuæi bÒn ®¸ mµi
- T¨ng n¨ng suÊt gia c«ng
- Gi¶m chi phÝ mµi
®Çu ra
50
thọ tối ưu của đá hay xác định đường kính đá mài thay đá tối ưu còn chưa được nhiều
nhà khoa học quan tâm. Hình 2.20 được dùng để minh họa cho cơ sở của giải pháp này.
Hình này biểu diễn mối quan hệ giữa tuổi thọ của đá tính theo giờ (h) với chi phí mài
một chi tiết Cp,t. Chi phí này bằng tổng chi phí đá mài khi mài một chi tiết Cđm,p và chi
phí cho máy Cmh bao gồm cả lương công nhân và quản lý phí khi mài một chi tiết. Từ
đồ thị này dễ thấy rằng tồn tại một tuổi thọ tối ưu của đá mài (hay đường kính đá tối ưu
khi thay) mà tại đó chi phí mài là nhỏ nhất. Do vậy cần thiết phải xác định tuổi thọ tối
ưu hay đường kính đá mài khi thay tối ưu.
2.4. Xây dựng mô hình hệ thống thí nghiệm và lựa chọn thiết bị nghiên cứu
Với mục tiêu xác định đường kính thay đá tối ưu, chế độ sửa đá, chế độ trơn nguội
và chế độ cắt bằng thực nghiệm thông qua việc đánh giá năng suất và chất lượng của
sản phẩm sau khi mài. Các thông số được luận án lựa chọn để đánh giá quá trình mài
phẳng bao gồm: Nhám bề mặt, lực cắt, tuổi bền của đá, năng suất gia công và dung sai
độ phẳng. Do vậy, việc xây dựng mô hình thí nghiệm và lựa chọn thiết bị phù hợp là
cần thiết.
2.4.1. Yêu cầu chung đối với hệ thống thí nghiệm
Hệ thống thí nghiệm phải thỏa mãn những yêu cầu sơ bản sau:
- Máy mài phẳng phải cho phép điều chỉnh các thông số đầu vào theo kế hoạch
định trước; độ chính xác phù hợp...
- Mẫu thí nghiệm là vật liệu được dùng phổ biến trong sản xuất; có hình dáng, kích
thước thống nhất và phù hợp với khả năng công nghệ của máy mài...
- Hệ thống đo đảm bảo độ chính xác, độ tin cậy và độ ổn định; việc thu tập, lưu trữ
và xử lý các số liệu thực nghiệm thuận lợi...
- Đảm bảo tính khả thi và kinh tế.
2.4.2. Sơ đồ kết nối các thiết bị thí nghiệm
1- Phôi thí nghiệm; 2- Đầu đo lực cắt; 3- Bộ chuyển đổi; 4- Van điều chỉnh lưu lượng;
5- Thiết bị đo lưu lượng; 6- Thùng đựng dung dịch trơn nguội; 7- Bàn từ; 8- Máy tính;
9- Tấm gá Kistler 9257BA
Hình 2.21. Sơ đồ kết nối các thiết bị thí nghiệm
V
S
1
2
3
7
6
5
4
8
9
d
B
fd
51
Hình 2.22. Kết nối các thiết bị thí nghiệm
Hình 2.23. Khu vực mài trong kết nối thiết bị thí nghiệm
Với mục tiêu như trên, sơ đồ kết nối các thiết bị thí nghiệm được thể hiện như trên
Hình 2.21. Kết nối các thiết thí nghiệm thể hiện như hình Hình 2.22 và Hình 2.23. Sơ
đồ này được sử dụng thống nhất cho tất cả các thí nghiệm của luận án.
2.4.3. Lựa chọn thiết bị và phôi thí nghiệm
2.4.3.1. Máy mài
Để thực hiện thí nghiệm, luận án sử dụng máy mài phẳng MOTO – YOKOHAMA
– Nhật Bản sản xuất, với những đặc tính như Bảng 2.2.
Bảng 2.2. Các thông số kỹ thuật của máy mài phẳng MOTO – YOKOHAMA
STT Thông số kỹ thuật
1 Kích thước bàn máy (mm) 510x250
2 Hành trình X (mm) 300
3 Hành trình Y (mm) 300
4 Hành trình Z (mm) 150
5 Đường kính đá (mm) 300
6 Tốc độ lớn nhất của trục chính (vg/ph) 1700
7 Công suất động cơ trục chính (kW) 1,5
8 Khối lượng máy (tấn) 2
9 Kích thước DxRxC (m) 1,8x1,65x1,35
52
2.4.3.2. Phôi thí nghiệm
Thép 90CrSi là loại thép hợp kim dụng cụ hiện được sử dụng rất phổ biến làm các
chi tiết dạng đĩa mỏng và dạng tấm và dụng cụ cắt như: Van máy nén khí, lá ly hợp,
phanh đĩa, khuôn dập, khuôn ép, chày - cối dập viên nén, dụng cụ cắt cắt và chấn tôn
góc… Các chi tiết và dụng cụ này thường được tôi cứng để đáp ứng được yêu cầu chống
mài mòn và gia công mài phẳng mài tinh là nguyên công gia công tinh lần cuối không
thể thay thế. Do đó, luận án lựa chọn phôi thí nghiệm là thép 90CrSi có kích thước (mm)
100 x 60 x 25 qua tôi đạt độ cứng 58÷60 HRC như thể hiện trên Hình 2.24. 25 mm là
chiều dày phổ biến của khuôn ép vỉ, các dụng cụ cắt tôn và chấn tôn góc. Hai lỗ 10 để
gá phôi lên đầu đo lực. Thành phần và chế độ nhiệt luyện được thể hiện lần lượt trong
Bảng 2.3 và Bảng 2.4.
Hình 2.24. Kích thước và hình ảnh phôi thí nghiệm của luận án
Bảng 2.3. Thành phần hóa học của thép 90CrSi [8]
Mác vật
liệu
Thành phần hóa học (%)
C Si Mn P≤ S≤ Cr≤ Mo≤ Ni≤ V≤ W≤ Nguyên tố
khác
90CrSi
0,85
0,95
1,2
1,6
0,3
0,6
0,03 0,03
0,95
1,25
0,2 0,35 0,15 0,2 Cu≤0,3;
Ti≤0,03
Bảng 2.4. Chế độ nhiệt luyện thép 90CrSi [8]
Mác thép Nhiệt độ ủ
(0C)
Độ cứng
sau ủ (HB) Tôi (0C)
Làm
nguội
Độ cứng sau
tôi (HRC) Ram (0C)
Độ cứng
sau ram
(HRC)
90CrSi 790810 241197 850880 Dầu 6165
150200 6563
200300 6359
300400 5954
400500 5447
500600 4739
75
Ø10
60
12
25
90
Ra
1,2
5
Ra
1,2
5
100
53
2.4.3.3. Đá mài
Trong nghiên cứu cũng như trong sản xuất thực tế, ba loại đá mài nhận được quan
tâm nhiều nhất là đá mài kim cương [30, 35], đá CBN [48, 59] và đá mài truyền thống [1, 2, 4, 5, 6, 7, 9, 10, 11, 16, …]. Đá mài kim cương và đá mài CBN hiện đang nhận
được nhiều quan tâm do năng suất cao và chất lượng bề mặt tốt. Tuy nhiên, chi phí ban đầu cao và thường sử dụng trên các máy mài chuyên dụng và máy mài cao tốc. Ở Việt Nam, đá mài truyền thống, đặc biệt là đá mài Hải Dương - loại đá mài có tính năng cắt
gọt tốt, chi phí ban đầu hợp lý và được xuất khẩu nhiều hiện đang được sử dụng phổ biến trên các máy mài phẳng vạn năng. Đối với đá mài truyền thống, độ hạt, độ xốp của
đá, độ cứng đá mài và chất kết dính là các thông số quan trọng của đá ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng cắt của đá mài cũng như chất lượng bề mặt chi tiết mài sau gia công. Theo kết quả nghiên cứu của S. J. Pande và các cộng sự [63], độ hạt 46 của đá cho hiệu quả gia công cao nhất với tốc độ bóc tách vật liệu cao nhất và độ mòn nhỏ nhất. Bên cạnh đó, các nghiên cứu trong nước hiện nay hầu hết đều sử dụng đa mài Hải Dương.
Hình 2.25. Đá mài Hải Dương
Cn46TB2GV1.300.32.127.30 m/s Hình 2.26. Bút sửa đá kim cương nhiều hạt
Do đó, luận án lựa chọn đá mài Hải Dương có độ hạt 46 trong tất cả các thí nghiệm
có ký hiệu Cn46TB2GV1.300.32.127.30 m/s (Hình 2.25).
2.4.3.4. Dụng cụ sửa đá
Dụng cụ sửa đá được lựa chọn trong nghiên cứu thực nghiệm là bút sửa đá kim
cương nhiều hạt 3908-0088C, kiểu 02 do Nga sản xuất, thể hiện như Hình 2.26.
2.4.3.5. Dung dịch trơn nguội
Qua khảo sát ảnh hưởng của một số loại dung dịch trơn nguội Caltex Aquatex
3180, Avantin300, Avantin361 và Jpway [23] đến nhám bề mặt và lực cắt cho thấy,
dung dịch trơn nguội Caltex Aquatex 3180 của hãng CALTEX có những ưu điểm như:
Chi phí hợp lý hơn so với 3 loại dung dịch còn lại; Dầu gốc đặc biệt cùng các chất nhũ
hóa cao cấp, các tác nhân liên kết đã được nhiệt hóa phù hợp nhất với khí hậu tại Việt
Nam. Có được hệ nhũ bền vững cho ra khả năng gia công tốt, tính năng tẩy rửa,… chống
lại các vi sinh vật gây mùi khó chịu có thể xảy ra trong quá trình sử dụng; đảm bảo được
nhám bề mặt, độ chính xác cao khi sử dụng dầu; ít tạo bọt giúp quá trình gia công mài
mòn hiệu quả nhờ hàm lượng chất tẩy rửa cao; khả năng chống vi sinh vật tốt nhờ thành
phần diệt khuẩn hữu hiệu. Theo thống kê của các nhà cung cấp dầu cắt gọt, hiện Caltex
54
Aquatex 3180 là một trong năm loại dầu cắt gọt bán chạy nhất và đang được sử dụng
rộng rãi tại Việt Nam, là một trong ba loại dầu cắt gọt tốt nhất cùng với các loại dầu cắt
gọt như PV Cutting Oil, Cantex Aquatex 3180, SHL SAMSOL.
Vì vậy, trong toàn bộ các thí nghiệm của luận án, dung dịch trơn nguội được sử
dụng là Caltex Aquatex 3180.
2.4.3.6. Các dụng cụ đo kiểm
* Dụng cụ đo lực cắt là Kistler 9257BA do Thụy Sỹ sản xuất (Hình 2.27).
Hình 2.27. Đầu đo lực Kistler 9257BA
* Dụng cụ đo nồng độ dung dịch trơn nguội là Thước đo nồng độ dầu REF-511 do
hãng Extech – Mỹ được sản xuất và được thể hiện như Hình 2.28.
Hình 2.28. Thước đo nồng độ dầu REF-511
* Dụng cụ đo lưu lượng dung dịch trơn nguội là Đồng hồ đo lưu lượng Z-5615
Panel Flowmeter của hãng Pako Engineering – Thái Lan sản xuất (Hình 2.29).
Hình 2.29. Đồng hồ đo lưu lượng Z-5615 Panel Flowmeter
* Dụng cụ đo nhám bề mặt là máy đo độ nhám SJ-201 của hãng Mitutoyo – Nhật
Bản (Hình 2.30).
* Thiết bị đo dung sai độ phẳng là máy đo tọa độ 3 chiều CMM 544 – hãng
Mitutoyo –Nhật Bản (Hình 2.31) có các thông số kỹ thuật như sau:
+ Kích thước trục: trục X là 505mm; trục Y là 405mm; trục Z là 405mm.
+ Chi tiết đo: kích thước cao nhất là 545 mm; trọng lượng tối đa là 180 kg.
+ Làm việc trong điều kiện nhiệt độ tiêu chuẩn là (1626)C.
+ Độ phân giải: 0,1 µm.
55
+ Tốc độ đo (CNC): 1 8 mm/s.
+ Tốc độ điều khiển bằng Joystick với di chuyển nhanh là 80mm/s và chậm nhất
0,05mm/s.
+ Bàn đo: vật liệu là đá Granite (kích thước 638 x 860 mm).
+ Đầu đo TP20 của hãng RENISHAW kèm theo máy đo.
+ Phần mềm điều khiển: MCOSMOS24.
Hình 2.30. Máy đo độ nhám SJ-201 của hãng
Mitutoyo – Nhật Bản
Hình 2.31. Máy đo tọa độ CMM 544,
Hãng Mitutoyo
Hình 2.32. Dung sai độ phẳng bề mặt [24]
Hình 2.33. Kính hiển vi kỹ thuật số
VHX - 6000
Để xác định độ phẳng F1, luận án sử dụng máy đo tọa độ CMM. Theo TCVN5906-
2007 [24], dung sai độ phẳng là miền giới hạn bởi hai mặt phẳng song song cách nhau
một khoảng Fl thể hiện như Hình 2.32.
* Máy chụp Tophography của bề mặt đá mài là kính hiển vi kỹ thuật số VHX –
6000, do hãng Keyence sản xuất (Hình 2.33).
2.5. Phương pháp thiết kế thí nghiệm và quy hoạch thực nghiệm
2.5.1. Lựa chọn phương pháp
Hầu hết các nghiên cứu trong kỹ thuật đều gắn với thực nghiệm. Nghiên cứu thực
nghiệm trong kỹ thuật có mục đích xác định các quan hệ giữa các thông số đầu vào với
56
một hay nhiều giá trị đầu ra của đối tượng. Hiểu rõ quan hệ này có thể giúp cải thiện
hay tối ưu hóa đối tượng nghiên cứu. Nghiên cứu thực nghiệm cần được thực hiện theo
kế hoạch. Lý thuyết về xây dựng kế hoạch thí nghiệm còn được gọi là “Quy hoạch thực
nghiệm” hay “Thiết kế thí nghiệm” (Design Of Experiments – DOE). DOE giúp nhà
nghiên cứu có thể thực thi ít thí nghiệm nhất nhưng lại thu được nhiều thông tin hữu ích
nhất về đối tượng được nghiên cứu .
Hiện nay có rất nhiều dạng thiết kế thí nghiệm như thí nghiệm một yếu tố, thí
nghiệm đa yếu tố (thí nghiệm đa yếu tố tổng quát, thí nghiệm hai mức đầy đủ, thí nghiệm
hai mức riêng phần, thí nghiệm Plackett-Burman), thí nghiệm Taguchi [45, 52, 68], thí
nghiệm bề mặt chỉ tiêu RSM [32, 33],…. Và có nhiều thuật toán đã được sử dụng, thuật
toán di truyền bậc II NSGA-II [32], thuật toán bầy đàn PSO [27, 39, 56], phương pháp
phần tử hữu hạn [37]. Trong [28], các tác giả đã so sánh việc sử dụng các thuật toán GA,
phương pháp lập trình bậc hai QP và PSO, so sánh RSM với NSGA-II [32]. Kết quả cho
thấy, sự sai khác kết quả khi sử dụng các phương pháp quy hoạch và thuật toán khác
nhau là không nhiều. Trong các phương pháp thiết kế thí nghiệm và quy hoạch thực
nghiệm, phương pháp Taguchi liên quan đến việc sử dụng các ma trận trực giao (OA)
để tổ chức các thông số ảnh hưởng đầu vào đến quá trình và các mức mà tại đó chúng
sẽ được thay đổi. Phương pháp Taguchi cho phép để thu thập các dữ liệu cần thiết nhằm
xác định các yếu tố ảnh hưởng đến giá trị đầu ra của các đối tượng nghiên cứu với số
lượng thí nghiệm ít nhất trong khi khảo sát được nhiều thông số đầu vào, mỗi thông số
có thể có nhiều mức khác nhau, do đó tiết kiệm thời gian và nguồn lực. Phân tích phương
sai trên các dữ liệu thu thập được từ các thiết kế thực nghiệm Taguchi có thể được sử
dụng để chọn các giá trị thông số mới nhằm tối ưu hóa các đặc tính hiệu suất.
Ưu điểm chính của các thiết kế theo phương pháp Taguchi nằm ở sự đơn giản, dễ
áp dụng với các thiết kế và quy hoạch thực nghiệm phức tạp có nhiều các yếu tố đầu vào
trong khi mỗi yếu tố lại có các mức khác nhau. Bện cạnh đó, thiết kế này cũng có số
lượng thử nghiệm ít nhất và với sự lại kết quả vẫn cung cấp độ chính xác đầy đủ.
Bảng 2.5. So sánh số lượng thí nghiệm giai thừa đầy đủ và thiết kế thí nghiệm OA
[45].
Số thông số Số mức Số lượng thí nghiệm
Giai thừa đầy đủ Taguchi
3 2 8 4
7 2 128 8
15 2 32.768 16
4 3 81 9
13 3 1.594.323 27
Sự khác biệt về số lượng thí nghiệm được thực hiện giữa thiết kế thí nghiệm OA
và thí nghiệm giai thừa đầy đủ được nêu trong Bảng 2.5. Dễ nhận thấy, số thí nghiệm
sử dụng theo lý thuyết Taguchi là rất nhỏ.
57
Do đó, luận án lựa chọn phương pháp thiết kế thí nghiệm và quy hoạch thực
nghiệm theo phương pháp Taguchi. Phần mềm Minitab®18 được lựa chọn để lập kế
hoạch và phân tích kết quả thí nghiệm.
2.5.2. Các bước thực hiện theo phương pháp Taguchi [45]
Các bước cơ bản khi thực nghiệm theo phương pháp Taguchi được trình bày đầy
đủ theo trong tài liệu [45]. Ở luận án này chỉ giới thiệu về một số ứng dụng của phương
pháp Taguchi để giải bài toán tối ưu liên quan đến nội dung nghiên cứu.
a) Xác định tỉ số S/N
Trong các thí nghiệm được tiến hành của ma trận thí nghiệm, thí nghiệm nào có tỉ
số S/N lớn nhất sẽ cho kết quả đáng tin cậy nhất và ít bị ảnh hưởng bởi nhiễu nhất. Tỉ
số này xác định mức đầu ra tối ưu và được tính như sau:
(1) Đối với kết quả mong muốn Lớn hơn thì tốt hơn (Larger - the better)
�/� ����� (�) = −10�����(�
�) ∑
�
����
���� (2.25)
Trong đó: n là số lần lặp ở mỗi thí nghiệm; yij là giá trị đo được ở lần đo thứ i = 1,
2, ….n; j = 1,2, ….k.
Giá trị này được áp dụng cho các mục tiêu quan tâm mà mong muốn tìm kiếm
được tối đa hoá các đặc tính chất lượng.
(2) Đối với kết quả mong muốn Giá trị tiêu chuẩn (danh nghĩa) là tốt nhất
(Nominal - the best)
�/� ����� (�) = 10�����(��
��) (2.26)
Trong đó: � =���������⋯���
� (2.27)
�� =∑(�����)�
��� (2.28)
Đây được gọi là vấn đề loại danh nghĩa tốt nhất mà người ta cố gắng giảm thiểu
sai số bình phương bình phương xung quanh giá trị mục tiêu cụ thể.
Chuẩn hóa là một sự chuyển đổi được thực hiện trên một dữ liệu đầu vào duy nhất
để phân phối dữ liệu đồng đều và biến nó thành một phạm vi chấp nhận được để phân
tích thêm.
(3) Đối với kết quả mong muốn Nhỏ hơn thì tốt hơn (Smaller - the - better)
�/� ����� (�) = −10�����(�
�∑ ���
����� ) (2.29)
Giá trị này được áp dụng cho các mục tiêu quan tâm mà mong muốn tìm kiếm
được giá trị tối thiểu.
b) Phân tích phương sai ANOVA
- Tổng các bình phương (SS): Tổng các bình phương là thước đo độ lệch của dữ
liệu thử nghiệm từ giá trị trung bình của dữ liệu. SST được xác định theo công thức sau:
�� = ∑ (�� − ��)����� (2.30)
58
Trong đó: n là số lượng giá trị được kiểm tra; �� là giá trị trung bình các kết quả yi
của đối tượng thứ i.
- Tổng bình phương của thông số B (SSB)
��� = ∑ ���
�
���� −
��
�
����� (2.31)
Trong đó: Bi là giá trị tại mức i của thí nghiệm; nBi là số kết quả khảo sát ở điều
kiện Bi; T là tổng các giá trị kiểm tra.
- Tổng bình phương các lỗi (SSe): Phân bố bình phương của các giá trị khảo sát từ
giá trị trung bình của trạng thái B.
��� = ∑ ∑ (�� − ��� )����
�������� (2.32)
- Phần trăm ảnh hưởng của thông số B:
�% = ���
���. 100(%) (2.33)
c) Tối ưu hóa kết quả đầu ra
Giá trị tối ưu (Em) được ước tính bởi các thông số có ảnh hưởng mạnh và được xác
định theo công thức sau:
�� = �� + (������ − ��) + (��
� − ��) + (������ − ��) (2.34)
Trong đó: �� là trị số trung bình của đặc trưng khảo sát; ������, ��
� , ������ lần lượt là giá
trị trung bình tại các mức thứ k, l và m.
d) Khoảng phân bố của giá trị tối ưu:
Khoảng phân bố của một tập mẫu CIm xác định bởi công thức:
��� = ±��∝(�,��).��
�� (2.35)
Trong đó: �a là hệ số F ở mức tin cậy (1 – ) đối với DF = 1 và DF của lỗi fe; ve là
trị số thay đổi của lỗi.
�� =�
���� (2.36)
Trong đó: DF là bậc tự do tổng của các thông số tính trị số trung bình; N là tổng
số thí nghiệm khảo sát.
2.5.3. Các bước tối ưu hóa sử dụng phân tích quan hệ mờ (Grey Relational Analysis
– GRA) [26]
Bước 1: Xác định tỉ số S/N cho các mục tiêu tương ứng theo các công thức từ
(2.24) đến (2.28).
Bước 2: yij được chuẩn hóa như Zij (0 ≤ Zij ≤ 1) theo công thức sau đây để tránh
ảnh hưởng của việc sử dụng các đơn vị khác nhau và để giảm sự biến đổi.
Cần phải chuẩn hóa dữ liệu ban đầu trước khi phân tích chúng với lý thuyết liên
quan đến Quan hệ mờ hoặc bất kỳ phương pháp luận nào khác. Một giá trị thích hợp sẽ
được khấu trừ từ các giá trị trong mảng tương tự để làm cho giá trị của mảng này xấp xỉ
1. Khuyến nghị nên sử dụng giá trị tỉ số S/N khi chuẩn hóa dữ liệu trong phân tích Quan
hệ mờ.
59
��� =������� (���,���,�,…,�)
��� ����,���,�,…,������ (���,���,�,…,�) (2.37)
(Sử dụng cho tỉ số S/N với mong muốn lớn hơn là tốt hơn)
��� =��� ����,���,�,…,������
��� ����,���,�,…,������ (���,���,�,…,�) (2.38)
(Sử dụng cho tỉ số S/N với mong muốn nhỏ hơn là tốt hơn)
��� =(����������)���� (������������,���,�,…,�)
��� �������������,���,�,…,������ (������������,���,�,…,�) (2.39)
(Sử dụng cho tỉ số S/N với mong muốn giá trị tiêu chuẩn là tốt nhất).
Bước 3: Tính toán hệ số tương tác trong quan hệ mờ đối với các tỉ số S/N chuẩn
hóa:
c���(�), ��(�)� =����������
���(�)������ (2.40)
Trong đó: j = 1, 2,…n là số thí nghiệm; k = 1, 2, ….m là số mục tiêu đầu ra; y0(k)
là giá trị trung bình đầu ra của các thí nghiệm; yj(k) là giá trị trung bình đầu ra ở thí
nghiệm thứ j; Δ�� = ���(�) − ��(�)� là giá trị tuyết đối của sai lệch giữa y0(k) và yj(k);
Δ��� = min∀�∈�
min∀�
���(�) − ��(�)� là giá trị nhỏ nhất của 0j; Δ��� =
max∀�∈�
max∀�
���(�) − ��(�)� là giá trị lớn nhất của 0j; là hệ số phân biệt, được xác định
trong khoảng 0 ≤ ≤ 1 (giá trị có thể điều chỉnh dựa trên yêu cầu thực tế của hệ thống).
Bước 4: Xác định mức độ Quan hệ mờ theo công thức:
c�
� =�
�∑ c
������ (2.41)
Đây là giá trị trung bình của các tương tác trong quan hệ xám đã xác định ở Bước
3. k là số mục tiêu cần tối ưu.
Bước 5: Xác định mức và giá trị tối ưu của các thông số khảo sát. Mối quan hệ mờ
cao hơn hàm ý chất lượng sản phẩm tốt hơn. Do đó, dựa trên mức độ quan hệ mờ, có
thể ước lượng tác động của yếu tố và mức độ tối ưu cho mỗi yếu tố có thể kiểm soát.
Bước 6: Thực hiện phân tích phương sai (ANOVA) để xác định các yếu tố quan
trọng. Mục đích là áp dụng một phương pháp thống kê để xác định tác động của từng
yếu tố. Kết quả từ ANOVA có thể xác định rất rõ tác động của mỗi yếu tố đến kết quả
của quá trình. Phương pháp thử nghiệm Taguchi không thể đánh giá ảnh hưởng của các
thông số riêng lẻ trên toàn bộ quá trình. Do đó, phần trăm đóng góp bằng cách sử dụng
ANOVA được sử dụng để bù đắp cho hiệu ứng này. Tổng số các độ lệch bình phương
SST được phân chia thành hai nguồn: Tổng của độ lệch bình phương do mỗi tham số
quá trình và tổng của các bình phương lỗi. Tỷ lệ phần trăm đóng góp ảnh hưởng của mỗi
thông số quá trình trong tổng số các sai lệch SST bình phương có thể được sử dụng để
đánh giá tầm quan trọng của việc thay đổi các thông số quá trình đối với các kết quả đầu
ra. Thông thường, sự thay đổi của thông số quá trình có một ảnh hưởng đáng kể đến đặc
tính hoạt động khi giá trị F lớn (F tính toán lớn hơn F tiêu chuẩn được tra bảng thì thông
60
số đó có ảnh hưởng mạnh đến kết quả đầu ra, còn nhỏ hơn thì tác động không đáng kể
và được gọi là lỗi (error).
Bước 7: Tính toán điều kiện tối ưu được dự đoán. Sau khi đã chọn mức độ tối ưu
của các thông số thiết kế, bước cuối cùng là dự đoán và xác minh chất lượng bằng cách
sử dụng mức tối ưu của các thông số thiết kế.
Tỷ số S/N ước tính sử dụng mức tối ưu của các tham số thiết kế có thể được tính
như sau:
�̂ = �� + ∑ (�̅����� − ��) (2.42)
Trong đó: m là tỷ số S/N trung bình; i là tỷ số S/N trung bình tương ứng với yếu
tố đáng kể thứ i ở mức j; q là số lượng các yếu tố quan trọng.
Kết luận Chương 2
1. Đã phân tích và lựa chọn được các thông số đầu vào và kết quả đầu ra của nghiên
cứu. Các thông số đầu vào của quá trình mài phẳng gồm: Vận tốc bàn (VB), lượng
chạy dao dọc (Sd), chiều sâu cắt (fd), thời gian cắt (tc), lượng dư gia công (ae,tot),
chi phí giờ máy (Cm,h); Độ cứng của phôi (HRC), dung sai yêu cầu (), mật độ xếp
phôi (Mp); Đường kính đá ban đầu (D0), bề rộng đá (Wgw), lượng mòn đá sau mỗi
chu kỳ tuổi bền (Wpd), giá mua một viên đá mài (Cđm), tuổi bền (Tw); Chiều sâu
sửa đá (aed), lượng chạy dao sửa đá (S), số lần sửa đá (n); Loại dung dịch, phương
pháp tưới, nồng độ dung dịch (ND), lưu lượng dung dịch (LL). Các thông số đầu
ra bao gồm: Nhám bề mặt gia công Ra, chi phí cho mài một chi tiết Ct,p và đường
kính đá mài khi thay tối ưu De,op.
2. Đã đề xuất mô hình nâng cao hiệu quả quá trình mài phẳng với 03 giải pháp gồm:
Sử dụng chế độ BTLN hợp lý, sử dụng chế độ công nghệ sửa đá tối ưu và mài với
đường kính đá mài tối ưu khi thay. Các giải pháp này sẽ được trình bày trong các
chương tiếp theo của luận án.
3. Đã xây dựng, kết nối hệ thống thí nghiệm, lựa chọn các thiết bị đo đáp ứng được
các mục tiêu nghiên cứu.
4. Phương pháp Taguchi và Taguchi kết hợp với quan hệ mờ (GRA) được áp dụng
trong thiết kế và quy hoạch thực nghiệm cho phép chọn số lượng thông số để khảo
sát là nhiều nhất nhưng số thí nghiệm là ít nhất. Phương pháp này phù hợp với yêu
cầu nghiên cứu và đánh giá.
61
CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CHẾ ĐỘ BÔI TRƠN
LÀM MÁT, CHẾ ĐỘ CẮT VÀ CHẾ ĐỘ SỬA ĐÁ HỢP LÝ.
Mục tiêu của thực nghiệm là xác định ảnh hưởng của một số thông số của chế độ
trơn nguội, chế độ cắt và chế độ sửa đá khi mài phẳng đến nhám bề mặt, lực cắt, tuổi
bền, năng suất gia công và dung sai độ phẳng. Từ đó xác định được chế độ bôi trơn làm
mát và chế độ sửa đá tối ưu cho bài toán đơn lẻ và đa mục tiêu.
3.1. Thực nghiệm xác định chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt hợp lý
3.1.1. Lựa chọn thông số và điều kiện thí nghiệm
Luận án lựa chọn năm thông số (hai thông số của chế độ trơn nguội và ba thông số
của chế độ cắt) để thực hiện khảo sát gồm: Lưu lượng làm mát LL, nồng độ ND, lượng
chạy dao dọc Sd, vận tốc bàn VB, chiều sâu cắt fd. Mỗi thông số khảo sát có bốn mức,
giá trị mỗi mức được thể hiện trong Bảng 3.1.
Bảng 3.1. Các mức thí nghiệm của các thông số ND, LL, Sd, VB và fd.
Mức
Thông số 1 2 3 4
Lưu lượng làm mát LL (lít/phút) 5 10 15 20
Nồng độ ND (%) 1 2 3 4
Lượng chạy dao dọc Sd (mm/HT) 6 8 10 12
Vận tốc bàn VB (m/phút) 6 8 10 12
Chiều sâu cắt fd (mm) 0,005 0,01 0,015 0,02
Việc xây dựng ma trận thí nghiệm được thực hiện bằng phương pháp Taguchi. Kế
hoạch thí nghiệm được khởi tạo và phân tích bằng sử dụng phần mềm Minitab®18. Kết
quả ma trận thí nghiệm (L16) thu được được trình bày trong Bảng 3.2.
Bảng 3.2. Ma trận thí nghiệm L16
TT ND LL Sd VB fd
1 1 5 6 6 0,005
2 1 10 8 8 0,01
3 1 15 10 10 0,015
4 1 20 12 12 0,02
5 2 5 8 10 0,02
6 2 10 6 12 0,015
7 2 15 12 6 0,01
8 2 20 10 8 0,005
9 3 5 10 12 0,01
10 3 10 12 10 0,005
11 3 15 6 8 0,02
12 3 20 8 6 0,015
13 4 5 12 8 0,015
14 4 10 10 6 0,02
15 4 15 8 12 0,005
16 4 20 6 10 0,01
62
Lần lượt tiến hành các thí nghiệm trong cùng một ca máy. Mỗi thí nghiệm tiến
hành ba lần rồi lấy kết quả trung bình, với cùng điều kiện như sau: (1) Vận tốc mài
không đổi Vđ = 27 m/s; (2) Chế độ sửa đá: Tổng chiều sâu sửa đá aed = 0,15 mm với sửa
đá thô hai lần với chiều sâu sửa đá aed1 = 0,03 mm, ba lần với chiều sâu sửa đá aed2 =
0,02 mm, ba lần với chiều sâu sửa đá aed3 = 0,01 mm, lượng chạy dao sửa đá S = 1,6
m/ph; (3) Dung dịch trơn nguội được sử dụng là Caltex Aquatex 3180.
Các giả thiết trong quá trình thí nghiệm: (1) Chất lượng chất dung dịch trơn nguội
trong tất cả các thí nghiệm là như nhau; (2) Nhiệt độ môi trường thí nghiệm luôn ổn
định và bằng nhiệt độ phòng; (3) Tổng hợp các nhiễu ảnh hưởng tới độ chính xác kích
thước là ổn định và không thay đổi trong suốt quá trình thực hiện thí nghiệm.
Các mục tiêu được luận án lựa chọn để đánh giá kết quả đầu ra của thí nghiệm là
nhám bề mặt Ra và lực cắt pháp tuyến Fy (lực cắt chính khi mài). Cả hai mục tiêu này
đều mong muốn "nhỏ hơn thì tốt hơn" nên tỉ số S/N được tính toán theo công thức (2.29).
Kết quả thí nghiệm thể hiện trong Bảng 3.3.
Bảng 3.3. Kết quả thí nghiệm bôi trơn làm mát cho Ra và Fy.
TT Ra Fy
Ra1 Ra2 Ra3 TB S/N Fy1 Fy2 Fy3 TB S/N
1 0,784 0,747 0,805 0,779 2,169 50 48 45 47,7 -33,572
2 0,834 0,742 0,747 0,774 2,209 98 102 97 99 -39,915
3 1,003 1,05 1,09 1,048 -0,409 158 165 164 162,3 -44,210
4 0,858 0,888 0,877 0,874 1,166 237 245 242 241,3 -47,653
5 0,571 0,587 0,616 0,591 4,559 150 157 155 154 -43,752
6 0,583 0,564 0,571 0,573 4,841 125 129 133 129 -42,215
7 0,606 0,667 0,656 0,643 3,828 75 74 80 76,3 -37,659
8 0,648 0,67 0,677 0,665 3,542 77 82 79 79,3 -37,992
9 0,494 0,5 0,449 0,481 6,347 120 113 115 116 -41,292
10 0,519 0,6 0,583 0,567 4,907 73 78 74 75 -37,505
11 0,467 0,43 0,441 0,446 7,008 99 96 95 96,7 -39,707
12 0,542 0,564 0,527 0,544 5,279 95 97 100 97,3 -39,767
13 0,427 0,437 0,38 0,415 7,630 159 162 164 161,7 -44,173
14 0,547 0,589 0,502 0,546 5,238 144 141 138 141 -42,986
15 0,478 0,474 0,436 0,463 6,687 85 88 80 84,3 -38,527
16 0,475 0,415 0,459 0,45 6,928 86 89 93 89,3 -39,025
3.1.2. Xác định theo chỉ tiêu nhám bề mặt Ra
3.1.2.1. Mức độ ảnh hưởng của các thông số:
ANOVA trị số của nhám bề mặt trung bình (������) được thể hiện như Bảng 3.4; Bảng
3.5 và Hình 3.1. Kết quả phân tích cho thấy theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng, nồng
độ dung dịch ND ảnh hưởng lớn nhất đến Ra (84,1%), tiếp đến là lượng chạy dao dọc
Sd (7,17%), vận tốc bàn VB (3,87%), lưu lượng LL (3,38%) và cuối cùng là chiều sâu
cắt fd (1,46%). Bảng 3.5 và Hình 3.1 cho thấy:
63
Khi nồng độ dung dịch trơn nguội ND tăng thì trị số nhám bề mặt trung bình ������
giảm và đạt trị số nhỏ nhất khi nồng độ ND = 4%. Điều này có thể được lý giải là do khi
tăng nồng độ dung dịch trơn nguội thì ma sát giữa đá và chi tiết mài giảm nên nhám bề
mặt giảm.
Khi lưu lượng LL tăng thì trị số nhám bề mặt trung bình ������ tăng sau đó giảm, ������
đạt được trị số nhỏ nhất khi lưu lượng LL = 5 l/ph. Điều này có thể được lý giải như sau:
Khi tăng lưu lượng làm cho ma sát giữa đá mài và chi tiết gia công giảm làm nhiệt cắt
giảm, đá sắc lâu hơn làm nhám bề mặt tăng, tuổi bền của đá mài tăng lên. Tuy nhiên khi
tăng lưu lượng đến một mức độ nào đó, nhiệt cắt hầu như không giảm, khả năng bôi
trơn tăng làm ma sát giảm làm giảm nhám bề mặt.
Bảng 3.4. ANOVA giá trị ������ và tỉ số S/N của Ra
Thông
số DF
������ S/N của Ra
SS Adj SS Adj MS C% SS Adj SS Adj MS C%
ND 3 0,388093 0,388093 0,129364 84,10 67,4361 67,4361 22,4787 85,47
LL 3 0,015617 0,015617 0,005206 3,38 2,4824 2,4824 0,8275 3,15
Sd 3 0,033167 0,033167 0,011056 7,19 5,053 5,053 1,6843 6,40
VB 3 0,01786 0,01786 0,005953 3,87 3,2648 3,2648 1,0883 4,14
fd 3 0,006722 0,006722 0,002241 1,46 0,6598 0,6598 0,2199 0,84
Tổng 15 0,46146 100,00 78,8962 100,00
Minh họa
C%
Lượng chạy dao dọc Sd tăng thì nhám bề mặt tăng sau đó giảm. Trị số nhám bề
mặt đạt được nhỏ nhất khi Sd = 6 mm/HT. Điều này được lý giải như sau: Khi tăng lượng
chạy dao dọc thì chiều rộng đoạn chi tiết tiếp xúc với đá mài tăng lên dẫn đến nhám bề
mặt tăng. Nếu tiếp tục tăng lượng chạy dao, lực cắt tăng dẫn đến các lưỡi cắt bị vỡ thành
các lưỡi cắt nhỏ hơn, đá mịn hơn làm nhám bề mặt giảm.
Vận tốc bàn VB tăng thì nhám bề mặt giảm sau đó tăng rồi lại giảm. Trị số độ nhám
đạt được nhỏ nhất khi VB = 8m/ph. Điều này được lý giải là do việc tăng vận tốc bàn
khi gia công vật liệu có độ cứng cao (58÷60 HRC) làm hạt mài trên bề mặt đá mài vỡ
thành các hạt có kích nhỏ hơn, làm nhám bề mặt giảm. Tuy nhiên, càng tăng vận tốc
bàn, sự vỡ ngẫu nhiên của các hạt mài, lúc này tác động của hình dáng và động lực học
của hạt mài là chủ yếu làm cho nhám bề mặt tăng lên rồi lại giảm xuống.
Chiều sâu cắt khi mài tăng thì nhám bề mặt tăng sau đó giảm rồi lại tăng và đạt trị
số nhỏ nhất tại t = 0,01 mm. Điều này có thể được lý giải là do khi tăng chiều sâu cắt
64
làm lực cắt tăng, khả năng cắt của đá mài giảm, đặc biệt khi gia công vật liệu có độ cứng
cao (58÷60 HRC), hạt mài trên bề mặt đá bị vỡ thành các hạt có kích thước nhỏ hơn làm
nhám bề mặt giảm. Tuy nhiên càng tăng chiều sâu mài, sự vỡ ngẫu nhiên của hạt mài
chịu ảnh hưởng chính của hình dáng và động lực học của hạt mài làm cho nhám bề mặt
tăng rồi lại giảm.
Bảng 3.5. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ������ và tỉ số S/N của Ra
Mức ������ S/N của Ra
ND LL Sd VB fd ND LL Sd VB fd
1 0,8687 0,5664 0,5617 0,6280 0,6184 1,283 5,176 5,237 4,129 4,326
2 0,6180 0,6151 0,5932 0,5750 0,5870 4,193 4,299 4,684 5,097 4,828
3 0,5097 0,6498 0,6849 0,6640 0,6448 5,885 4,279 3,679 3,996 4,335
4 0,4683 0,6333 0,6248 0,5977 0,6144 6,621 4,229 4,383 4,760 4,493
Delta 0,4005 0,0834 0,1232 0,0890 0,0578 5,338 0,948 1,557 1,101 0,502
Thứ tự ảnh hưởng 1 4 2 3 5 1 4 2 3 5
Nhám bề mặt trung bình ������ = 0,616 m
Hình 3.1. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các thông số đến ������ khi bôi trơn làm mát.
Hình 3.2. Biểu đồ ảnh hưởng tương tác giữa ND và LL đến ������
Hình 3.2 cho thấy ảnh hưởng tương tác lẫn nhau của nồng độ và lưu lượng dung
dịch trơn nguội. Biểu đồ góc dưới bên trái cho thấy: Với một lưu lượng nhất định, nồng
65
độ dung dịch tăng thì nhám bề mặt giảm. Biểu đồ phía trên bên phải cho thấy tác động
của nồng độ đến ảnh hưởng của lưu lượng đến trị số độ nhám. Theo đó, để có trị số
nhám bề mặt nhỏ nhất thì: Với nồng độ ND = 1% thì LL = 10 l/ph, nồng độ ND = 2%
thì LL = 10 l/ph, ND = 3% thì LL = 15 l/ph, ND = 4% thì LL = 5 l/ph. Điều này cho
thấy rằng khi dung dịch trơn nguội càng đậm đặc thì phải tăng lưu lượng nếu muốn đạt
trị số nhám bề mặt nhỏ nhất. Điều này có thể được lý giải như sau: Khi tăng nồng độ
dung dịch trơn nguội (mức độ đậm đặc tăng) thì khả năng dẫn phoi ra khỏi vùng cắt
chậm do đó phải tăng lưu lượng để nhanh dẫn phoi ra khỏi vùng mài làm tăng hiệu quả
trơn nguội dẫn đến nhám bề mặt giảm.
3.1.2.2. Xác định chế độ hợp lý
Bảng 3.3 thấy rằng thí nghiệm thứ 13 với thông số công nghệ gồm: ND = 4%, LL=
15 l/ph, Sd = 12 mm/HT, VB = 8 m/ph, fd = 0,015 mm có giá trị tỉ số S/N = 7,63 lớn nhất
và nhám bề mặt Ra = 0,415 µm nhỏ nhất. Nghĩa là tác động của thí nghiệm này đến
nhám bề mặt là lớn nhất và chịu ảnh hưởng của nhiễu là nhỏ nhất. Tuy nhiên đây chưa
phải mức hợp lý của các thông số nhằm đạt nhám bề mặt nhỏ nhất.
Kết quả ANOVA tỉ số S/N của Ra được thể hiện trong Bảng 3.4, Bảng 3.5 và Hình
3.3. Bảng 3.4 cho thấy: Nồng độ dung dịch trơn nguội ảnh hưởng lớn nhất (85,47%) đến
tỉ số S/N của Ra, tiếp theo là lượng chạy dao (6,4%), vận tốc bàn (4,14%), lưu lượng
(3,15%) và cuối cùng là chiều sâu cắt (0,84%).
Mức hợp lý của các thông số được xác định bởi tỉ số S/N lớn nhất ở các mức của
các thông số khảo sát. Hình 3.3 và Bảng 3.5 cho thấy mức và giá trị tương ứng của các
thông số công nghệ nhằm đạt được trị số Ra nhỏ nhất là: ND = 4%, LL = 5 l/ph, Sd = 6
mm/HT, VB = 8 m/ph, fd = 0,01 mm.
Hình 3.3. Biểu đồ các ảnh hưởng chính đến tỉ số S/N của Ra
3.1.2.3. Tính toán dự đoán
Theo Bảng 3.4 phần trăm tác động của chiều sâu cắt khi mài tinh đến nhám bề mặt
trung bình nhỏ (1,46%), nên tác động này sẽ đưa vào ảnh hưởng của lỗi. Theo [75]:
��� = ��� (3.1)
���� = ��� − (���. ���) (3.2)
66
�% =���
���∗ 100% (3.3)
Trong đó: DFe là số bậc tự do của lỗi; DFB là bậc tự do của thông số B đưa vào ảnh
hưởng của lỗi; SS’B là phương sai tổng của biến B tính toán lại; MSe là phương sai của
lỗi. Theo đó, kết quả phân tích cho như Bảng 3.6.
Bảng 3.6. ANOVA giá trị ������ khi đưa fd vào phân tích lỗi
Thông số DF SS Adj MS SS' F p C %
ND 3 0,38809 0,12936 0,38137 57,73 0,004 82,64
LL 3 0,01562 0,00521 0,0089 2,32 0,253 1,93
Sd 3 0,03317 0,01106 0,02645 4,93 0,111 5,73
VB 3 0,01786 0,00595 0,01114 2,66 0,222 2,41
(fd) (3) (0,00672) -pooled- - - -
Lỗi 3 0,00672 0,00224 7,28
Tổng 15 0,46146 100,00
Giá trị trung bình của nhám bề mặt (���������) mong đợi trong điều kiện hợp lý được
xác định theo mô hình tính toán như sau:
��������� = ������
� + ������ + ��̅� + ���� − 3 ∗ ��� (3.4)
Trong đó: �������, �����
�, ��̅�, ���� là trị số nhám bề mặt trung bình ở các mức hợp lý
tương ứng của các yếu tố và ��� là giá trị trung bình nhám bề mặt của toàn thí nghiệm
(được xác định theo Bảng 3.5).
Theo đó:
������� = 0,4683�� là trị số nhám bề mặt trung bình ứng với ND ở mức 4.
������ = 0,5664�� là trị số nhám bề mặt trung bình ứng với LL ở mức 1.
��̅� = 0,5617�� là trị số nhám bề mặt trung bình ứng với Sd ở mức 1.
���� = 0,575�� là trị số nhám bề mặt trung bình ứng với VB ở mức 2.
��� = 0,616�� là trị số nhám bề mặt trung bình ứng của toàn thí nghiệm.
Thay số có: ��������� = 0,323 µ� với tỉ số S/N = 8,6445.
Khoảng tin cậy CI được tính như sau:
�� = ±���(1. ��). ��. �1
��
+1
�� = ±0,09
Trong đó: �∝(1, ��) = 5,5358 là hệ số tra bảng với mức ý nghĩa % = 90% [75], fe
= 3 là bậc tự do của lỗi, Ve = 0,00224 là sai số trung bình của lỗi, Ne là số lần lặp hiệu
quả, R = 3 là số lần lặp của một thí nghiệm.
�� =�ổ�� �ố �ℎí ��ℎ�ệ�
1 + �ổ�� �ậ� �ự �� �ủ� �á� �ế� �ố đư� �à� �í�ℎ ��á� �ố� ư�
=48
1 + 3 + 3 + 3 + 3= 3,692
Do đó, với mức ý nghĩa = 90% thì nhám bề mặt được dự đoán với mức hợp lý
của các thông số đầu vào ND4/LL1/Sd1/VB2 như sau:
67
(0,323 − 0,09) ≤ �������� ≤ (0,323 + 0,09)
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số: ND = 4%, LL = 5 l/ph, Sd = 6 mm/HT, VB
= 8 m/ph, fd = 0,01 mm thì nhám bề mặt trung bình nhận được sau 3 lần thực nghiệm là
0,348 m. Giá trị này sai khác 7,18% so với giá trị dự đoán.
3.1.3. Xác định theo chỉ tiêu lực cắt pháp tuyến Fy
3.1.3.1. Xác định mức độ ảnh hưởng của các thông số.
ANOVA trị số của lực cắt pháp tuyến trung bình (���) được thể hiện như Bảng 3.7,
Bảng 3.8 và Hình 3.4.
Bảng 3.7 cho thấy: Theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng, chiều sâu cắt fd có ảnh
hưởng lớn nhất (54,52%) đến trị số trung bình lực cắt pháp tuyến, tiếp đến là vận tốc
bàn VB (16,63%), lượng chạy dao dọc Sd (14,99%), nồng độ ND (10,59%) và cuối cùng
là lưu lượng LL (3,27%). Như vậy, chiều sâu cắt ảnh hưởng mạnh nhất trong khi lưu
lượng có ảnh thấp nhất đến ��� .
Bảng 3.7. ANOVA giá trị ��� và tỉ số S/N của Fy
Thông số DF F�� S/N của Fy
SS Adj SS Adj MS C% SS Adj SS Adj MS C%
ND 3 3620,1 3620,1 1206,69 10,59 7,918 7,918 2,6392 4,46
LL 3 1117,6 1117,6 372,53 3,27 2,399 2,399 0,7998 1,35
Sd 3 5120,7 5120,7 1706,9 14,99 24,999 24,999 8,3328 14,09
VB 3 5682,7 5682,7 1894,23 16,63 32,157 32,157 10,719 18,13
fd 3 18629,1 18629,1 6209,69 54,52 109,934 109,934 36,6447 61,97
Tổng 15 34170,1 100,00 177,407 100,00
Minh họa C%
Bảng 3.8 và Hình 3.4 cho thấy:
Khi nồng độ dung dịch trơn nguội ND tăng thì lực cắt pháp tuyến trung bình ���
giảm sau đó tăng. Trị số lực cắt ��� đạt được nhỏ nhất khi nồng độ ND = 3%. Điều này
có thể được lý giải: Khi tăng nồng độ dung dịch trơn nguội thì ma sát giữa đá mài và chi
tiết mài giảm nên lực cắt giảm. Tiếp tục tăng nồng độ lên thì dung dịch đậm đặc hơn
dẫn đến phoi khó thoát hơn. Lúc này lượng tăng lực cắt do phoi bết lớn hơn lượng giảm
do tăng nồng độ dung dịch trơn nguội. Kết quả là lực cắt tăng.
Khi lưu lượng LL tăng thì lực cắt ��� giảm sau đó tăng. Trị số lực cắt ��� đạt được
nhỏ nhất khi lưu lượng LL = 15 l/ph. Điều này được lý giải như sau: Khi lưu lượng tăng
68
thì khả năng làm sạch phoi tăng, bôi trơn tốt hơn dẫn đến lực cắt giảm. Tuy nhiên, tiếp
tục tăng lưu lượng thì khả năng bôi trơn làm mát càng giảm dẫn đến lực cắt ��� tăng.
Bảng 3.8. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ����� và đến tỉ số S/N của Fy
Mức F�� S/N của Fy
ND LL Sd VB fd ND LL Sd VB fd
1 137,58 119,83 90,67 90,58 71,58 -41,34 -40,70 -38,63 -38,50 -36,90
2 109,67 111,00 108,67 109,17 95,17 -40,40 -40,65 -40,49 -40,45 -39,47
3 96,25 104,92 124,67 120,17 137,58 -39,57 -40,03 -41,62 -41,12 -42,59
4 119,08 126,83 138,58 142,67 158,25 -41,18 -41,11 -41,75 -42,42 -43,52
Delta 41,33 21,92 47,92 52,08 86,67 1,77 1,08 3,12 3,93 6,63
Ảnh hưởng 4 5 3 2 1 4 5 3 2 1
Lực pháp tuyến trung bình ��� = 115,64 �
Hình 3.4. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến ���
Lượng chạy dao dọc Sd tăng thì lực cắt ��� tăng. Trị số lực cắt ��� đạt được nhỏ nhất
khi Sd = 6 mm/HT. Điều này được lý giải như sau: Khi lượng chạy dao dọc tăng thì diện
tích bề mặt đá mài tham gia cắt (tiếp xúc với bề mặt phôi) tăng làm cho chiều rộng lớp
cắt tăng dẫn đến lực cắt ��� tăng.
Vận tốc bàn VB tăng thì lực cắt ��� tăng. Trị số lực cắt ��� đạt được nhỏ nhất khi VB
= 6 m/ph. Điều này được lý giải như sau: Khi vận tốc bàn tăng thời gian gian tiếp xúc
giữa đá mài và bề mặt phôi giảm dẫn đến lực cắt ��� tăng.
Chiều sâu cắt khi mài tăng thì lực cắt ��� tăng. Lực cắt ��� đạt trị số nhỏ nhất khi fd
= 0,005 mm. Điều này được lý giải như sau: Khi tăng chiều sâu cắt thì chiều dày lớp cắt
tăng dẫn đến lực cắt tăng.
3.1.3.2 Xác định chế độ hợp lý
Bảng 3.3 thấy rằng thí nghiệm thứ 1 với thông số công nghệ gồm: ND = 1%, LL=
5 l/ph, Sd = 6 mm/HT, VB = 6 m/ph, fd = 0,005 mm có giá trị S/N = -33,572 lớn nhất và
lực cắt Fy = 47,7 N nhỏ nhất. Nghĩa là tác động của thí nghiệm này đến lực cắt pháp
tuyến là lớn nhất và ít chịu ảnh hưởng của nhiễu nhất. Tuy nhiên, đây chưa phải mức
hợp lý của các thông số khảo sát nhằm đạt lực pháp tuyến Fy nhỏ nhất.
69
Hình 3.5. Ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của Fy
ANOVA tỉ số S/N của Fy được thể hiện trong Bảng 3.7, Bảng 3.8 và Hình 3.5. Kết
quả cho thấy: Chiều sâu cắt ảnh hưởng lớn nhất (61,97%) đến tỉ số S/N của Fy, tiếp theo
là vận tốc bàn (18,13%), lượng chạy dao dọc (14,09%), nồng độ dung dịch trơn nguội
(4,46%) và cuối cùng là lưu lượng (1,35%).
Mức hợp lý của các thông số được xác định bởi tỉ số S/N lớn nhất ở các mức khảo
sát thể hiện trong Bảng 3.8 và Hình 3.5. Theo đó, các trị số và mức tương ứng của các
thông số khảo sát cho mục tiêu đạt giá trị Fy nhỏ nhất là: ND = 3%, LL = 15 l/ph, Sd = 6
mm/HT, VB = 6 m/ph, fd = 0,005 mm. Đây chính là mức hợp lý của các thông số khảo
sát nhằm đạt mục tiêu lực cắt pháp tuyến Fy nhỏ nhất.
Thực nghiệm kiểm chứng với 3 lần thực nghiệm với bộ thông số: ND = 3%, LL =
15 l/ph, Sd = 6 mm/HT, VB = 6 m/ph, fd = 0,005 mm. Kết quả thu được lực cắt trung
bình đạt trị số: Fy = 43,3 N.
3.1.4. Bài toán đa mục tiêu cả nhám bề mặt và lực cắt pháp tuyến nhỏ nhất bằng phân
tích quan hệ mờ trong phương pháp Taguchi
Mục tiêu của bài toán là xác định bộ chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt hợp lý
nhằm cả nhám bề mặt Ra và lực cắt pháp tuyến Fy “nhỏ hơn thì tốt hơn”. Giá trị của tỉ
số S/N trong mọi trường hợp đều mong muốn lớn hơn sẽ tốt hơn. Do đó, trị số chuẩn
hóa Zij được tính toán theo các công thức (2.37), trị số độ sai lệch của dãy tham chiếu
0j(k) = 1 - Zij. Kết quả thể hiện trong Bảng 3.9.
Kết quả tính toán hệ số tương tác quan hệ mờ cho từng mục tiêu và hệ số quan hệ
mờ trung bình được thể hiện trong Bảng 3.10. Trong đó, giá trị cho ξΔmax thường được
lấy là 0,5. Hình 3.6 thể hiện trị số quan hệ mờ trung bình ứng với từng thí nghiệm.
Bảng 3.10 và Hình 3.6 chỉ ra rằng trị số quan hệ mờ trung bình lớn nhất tại thí
nghiệm số 1 với giá trị là 0,712. Có 4 trong số 16 thí nghiệm cho kết quả đầu ra tốt nhất
là: Thí nghiệm số 1; 11; 13 và 16.
70
Bảng 3.9. Tỉ số S/N, giá trị chuẩn hóa Zij và độ sai lệch 0j(k) của tỉ số S/N của Ra
và Fy
TN
Tỉ số S/N Giá trị chuẩn hóa Zij Độ sai lệch của dãy
tham chiếu 0j(k)
Ra Fy
Ra Fy
Ra Fy Trị số tham chiếu
1,000 1,000
1 2,169 -33,572 0,321 1,000 0,679 0,000
2 2,209 -39,915 0,326 0,550 0.674 0.450
3 -0,409 -44,210 0,000 0,245 1,000 0,755
4 1,166 -47,653 0,196 0,000 0,804 1,000
5 4,559 -43,752 0,618 0,277 0,382 0,723
6 4,841 -42,215 0,653 0,386 0,347 0,614
7 3,828 -37,659 0,527 0,710 0,473 0,290
8 3,542 -37,992 0,491 0,686 0,509 0,314
9 6,347 -41,292 0,840 0,452 0,160 0,548
10 4,907 -37,505 0,661 0,721 0,339 0,279
11 7,008 -39,707 0,923 0,564 0,077 0,436
12 5,279 -39,767 0,708 0,560 0,292 0,440
13 7,630 -44,173 1,000 0,247 0,000 0,753
14 5,238 -42,986 0,702 0,331 0,298 0,669
15 6,687 -38,527 0,883 0,648 0,117 0,352
16 6,928 -39,025 0,913 0,613 0,087 0,387
Bảng 3.10. Trị số quan hệ mờ ứng với các thông số đầu ra và trị số quan hệ mờ
trung bình
TN Giá trị quan hệ mờ i
� Ra Fy
1 0,424 1,000 0,712
2 0,426 0,526 0,476
3 0,333 0,398 0,366
4 0,383 0,333 0,358
5 0,567 0,409 0,488
6 0,590 0,449 0,520
7 0,514 0,633 0,574
8 0,496 0,614 0,555
9 0,758 0,477 0,618
10 0,596 0,642 0,619
11 0,867 0,534 0,701
12 0,631 0,532 0,582
13 1,000 0,399 0,700
14 0,627 0,428 0,528
15 0,810 0,587 0,699
16 0,852 0,564 0,708
71
Hình 3.6. Trị số quan hệ mờ trung bình theo thứ tự thí nghiệm
ANOVA trị số quan hệ mờ để đánh giá ảnh hưởng của một số thông số công nghệ
trơn nguội và chế độ cắt đến mục tiêu nhằm Ramin và Fymin, thể hiện trong Bảng 3.11
Kết quả cho thấy: Theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng, nồng độ dung dịch trơn nguội
có ảnh hưởng lớn nhất (41,92%), tiếp theo là lượng chạy dao dọc (21,94%), chiều sâu
cắt (19,37%), lưu lượng (10,33%) và cuối cùng là vận tốc bàn (6,44%). Mức độ ảnh
hưởng của các thông số cũng được thể hiện trong Bảng 3.12.
Tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ có đặc trưng “lớn hơn thì tốt hơn”. ANOVA tỉ số
S/N của hệ số quan hệ mờ và mức độ ảnh hưởng của các thông số đến tier số S/N của
hệ số quan hệ mờ lần lượt được thể hiện trong Bảng 3.11,
Bảng 3.12 và Hình 3.7. Kết quả cho thấy: Nồng độ dung dịch trơn nguội có tỉ lệ
đóng góp ảnh hưởng lớn nhất đến tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ (54,92%), trong khi
lưu lượng có ảnh hưởng thấp nhất (1,02%).
Bảng 3.11. ANOVA trị số c� và tỉ số S/N của c
Thông số DF � S/N của
SS Adj SS Adj MS C% SS Adj SS Adj MS C%
ND 3 0,084198 0,084198 0,028066 41,92 21,9736 21,9736 7,32453 54,92
LL 3 0,020751 0,020751 0,006917 10,33 0,4085 0,4085 0,13617 1,02
Sd 3 0,044057 0,044057 0,014686 21,94 6,1918 6,1918 2,06393 15,48
VB 3 0,012928 0,012928 0,004309 6,44 1,0783 1,0783 0,35943 2,70
fd 3 0,038899 0,038899 0,012966 19,37 10,3554 10,3554 3,45181 25,88
Tổng 15 0,200833 100,00 40,0076 100,00
Quan sát trị số S/N của hệ số quan hệ mờ lớn nhất ứng với các mức của mỗi thông
số (Hình 3.7), bộ thông số hợp lý nhằm đáp ứng cả Ra và Fy nhỏ nhất là:
ND3/LL3/Sd1/VB1/fd1, tương ứng với: ND = 3%, LL= 15 lít/phút, Sd = 6 mm/HT, VB =
6 m/ph, fd = 0,005 mm.
Trị số quan hệ mờ hợp lý được xác định:
������� = �� + ∑ (�̅ − ��)���� = ������
� + ������ + ��̅� + ���� + ��̅� − 4 ∗ �
Trong đó: T là trị số quan hệ mờ trung bình T = 0,575. Các trị số �������, �����
�, ��̅�, ����, ��̅�
là các trị số quan hệ mờ trung bình của nồng độ ở mức 3, lưu lượng ở mức 3, lượng chạy
72
dao dọc ở mức 1, vận tốc bàn ở mức 1, chiều sâu cắt ở mức 1 và được lấy từ Bảng 3.12.
Theo đó, ������� = 0,8188.
Bảng 3.12. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến trị số c� và tỉ số S/N của c
Mức � S/N của
ND LL Sd VB fd ND LL Sd VB fd
1 0,4779 0,6292 0,6600 0,5986 0,6461 -7,396 -5,554 -4,617 -5,239 -4,514
2 0,5340 0,5355 0,5610 0,6078 0,5938 -5,684 -5,682 -5,355 -5,325 -4,993
3 0,6296 0,5845 0,5164 0,5451 0,5415 -4,423 -5,275 -6,249 -5,787 -6,297
4 0,6584 0,5506 0,5625 0,5484 0,5185 -4,657 -5,648 -5,938 -5,808 -6,355
Delta 0,1805 0,0938 0,1436 0,0626 0,1276 2,973 0,407 1,632 0,569 1,840
Ảnh hưởng 1 4 2 5 3 1 5 3 4 2
Hệ số quan hệ mờ trung bình 0,575
Hình 3.7. Ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ
Dự đoán kết quả
Căn cứ vào mức hợp lý của các thông số đầu vào, giá trị của kết quả đầu ra nhám
bề mặt Raop dự đoán được xác định theo công thức sau:
���� = �̅� + ��� + ��̅ + ��� + ��� − 4 ∗ ��
���� = 0,5036 µ�
Trong đó: �̅�, ���, ��̅, ���, ���, �� là trị số nhám bề mặt khi nồng độ ở mức 3, lưu lượng
ở mức 3, lượng chạy dao dọc ở mức 1, vận tốc bàn ở mức 1, chiều sâu cắt ở mức 1,
nhám bề mặt trung bình của toàn thí nghiệm và được xác định theo Bảng 3.5.
Để đánh giá độ chính xác của việc tính toán, tiến hành thực nghiệm kiểm chứng
với bộ thông số tối ưu đã tìm được với số lần lặp ba lần. Bộ thông số thực nghiệm là:
ND = 3%, LL= 15 lít/phút, Sd = 6mm/HT, VB = 6 m/ph, fd = 0,005 mm. Kết quả thực
nghiệm và so sánh với kết quả tính toán dự đoán được thể hiện trong Bảng 3.13.
Kết quả thực nghiệm cho thấy: Sai số nhám bề mặt giữa tính toán và thực nghiệm
khoảng 4,6% nên phương pháp tính toán hoàn toàn có thể được sử dụng để dự báo chính
xác đồng thời hai đặc trưng là nhám bề mặt.
73
Bảng 3.13. Kết quả so sánh giá trị tính toán và thực nghiệm của nhám bề mặt và
lực cắt khi bôi trơn làm mát
Đặc trưng gia công
Thông số tối ưu
Tính toán Thực nghiệm % sai lệch
ND3/LL3/Sd1/VB1/fd1 ND3/LL3/Sd1/VB1/fd1
Nhám bề mặt Ra (µm) 0,5036 0,527 4,6
Lực pháp tuyến Fy (N) - 43,3
Giá trị quan hệ mờ 0,8188
3.2. Nghiên cứu thực nghiệm xác định chế độ sửa đá hợp lý
3.2.1. Lựa chọn các thông số và các điều kiện thí nghiệm
Như đã phân tích trong chương I, sửa đá qua ba bước: Sửa đá thô, sửa đá tinh và
sửa đá chạy không ăn dao đã được khuyến nghị sử dụng nhưng hiện vẫn chưa được quan
tâm đúng mức. Trong chương này, luận án lựa chọn các thông số khảo sát của quá trình
sửa đá qua ba bước này. Các thông số đó gồm: Chiều sâu sửa đá thô aedr, số lần sửa đá
thô nr, chiều sâu sửa đá tinh aedf, số lần sửa đá tinh nf, số lần chạy không ăn dao nnon và
lượng chạy dao sửa đá S. Số mức và giá trị tương ứng của các thông số khảo sát được
thể hiện trong Bảng 3.14. Mỗi thí nghiệm tiến hành ba lần, sau đó lấy trị số trung bình
với điều kiện không đổi như sau:
- Chế độ cắt: Lượng chạy dao dọc Sd = 8 mm/HT, vận tốc bàn VB = 8 m/phút, chiều
sâu cắt fd = 0,02 mm, tốc độ mài không đổi 27 m/s.
- Chế độ bôi trơn làm mát: Sử dụng dung dịch Caltex Aquatex 3180, nồng độ 3%,
lưu lượng 15 lít/phút.
Bảng 3.14. Các mức thí nghiệm của các thông số đầu vào S, aedr, nr, aedf, nf và nnon
Mức
Biến 1 2 3 4
Lượng chạy dao sửa đá S [m/ph] 1,6 1,8 - -
Chiều sâu sửa đá thô aedr [mm/HT] 0,015 0,02 0,025 0,03
Số lần sửa thô nr [lần] 0 1 2 3
Chiều sâu sửa tinh aedf [mm/HT] 0,005 0,01 - -
Số lần sửa tinh nf [lần] 0 1 2 3
Số lần chạy không ăn dao nnon [lần] 0 1 2 3
Trong quá trình thí nghiệm, giải thiết là: (1) Chất lượng chất dung dịch trơn nguội
trong tất cả các thí nghiệm là như nhau; (2) Nhiệt độ môi trường gia công luôn luôn ổn
định và bằng nhiệt độ phòng; (3) Tổng hợp các nhiễu ảnh hưởng tới độ chính xác kích
thước là ổn định và không thay đổi trong suốt quá trình thực hiện thí nghiệm.
Chỉ tiêu dùng để đánh giá kết quả đầu ra của thí nghiệm gồm: (1) Nhám bề mặt
Ra; (2) Lực cắt chính khi mài là lực cắt pháp tuyến Fy; (3) Tuổi bền đá mài Tw; (4) Dung
sai độ phẳng Fl; (5) Năng suất gia công MRR. Mục tiêu tối ưu của từng chỉ tiêu đánh
74
giá thể hiện trong Bảng 3.15. Ma trận thí nghiệm được thực hiện bằng phương pháp
Taguchi. Kết quả ma trận thí nghiệm (L16) thu được được trình bày trong Bảng 3.16.
Bảng 3.15. Mục tiêu của từng chỉ tiêu đánh giá khi sửa đá
TT Thông số đánh giá Mục tiêu
1 Nhám bề mặt Ra (m) Nhỏ hơn thì tốt hơn
2 Lực cắt pháp tuyến Fy (N) Nhỏ hơn thì tốt hơn
3 Tuổi bền của đá mài Tw (ph) Lớn hơn thì tốt hơn
4 Dung sai độ phẳng Fl (m) Nhỏ hơn thì tốt hơn
5 Năng suất gia công MRR (mm3/s) Lớn hơn thì tốt hơn
Bảng 3.16. Kế hoạch thí nghiệm theo các thông số đầu vào aedr, nr, aedf, nf,
nnon và S
TT aedr nr nnon nf aedf S
1 0,015 0 0 0 0,005 1,6
2 0,015 1 1 1 0,005 1,8
3 0,015 2 2 2 0,010 1,6
4 0,015 3 3 3 0,010 1,8
5 0,020 0 1 2 0,010 1,8
6 0,020 1 0 3 0,010 1,6
7 0,020 2 3 0 0,005 1,8
8 0,020 3 2 1 0,005 1,6
9 0,025 0 2 3 0,005 1,8
10 0,025 1 3 2 0,005 1,6
11 0,025 2 0 1 0,010 1,8
12 0,025 3 1 0 0,010 1,6
13 0,030 0 3 1 0,010 1,6
14 0,030 1 2 0 0,010 1,8
15 0,030 2 1 3 0,005 1,6
16 0,030 3 0 2 0,005 1,8
Kết quả thí nghiệm được thể hiện như trong Bảng 3.17.
3.2.2. Xác định theo chỉ tiêu nhám bề mặt
3.2.2.1. Phân tích ảnh hưởng
ANOVA trị số của nhám bề mặt trung bình (������) được thể hiện như Bảng 3.18,
Bảng 3.19 và Hình 3.8. Theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng, số lần sửa đá tinh có đóng
góp lớn nhất đến Ra (31%), tiếp đến là số lần sửa đá thô (25,2%), số lần chạy không ăn
dao (23,7%), chiều sâu sửa đá thô (10,7%), chiều sâu sửa đá tinh (8,9%) và cuối cùng
là lượng chạy dao (0,5%).
75
Bản
g 3.
17. K
ết q
uả
thí
ngh
iệm
kh
i sử
a đ
á
76
Bảng 3.18. ANOVA giá trị ������ và tỉ số S/N của Ra khi sửa đá.
Thông số DF ������ S/N của Ra
SS Adj SS MS C % SS Adj SS MS C %
aedr 3 0,12336 0,229232 0,076411 10,7 10,118 23,6741 7,8914 7,96
nr 3 0,2914 0,42993 0,14331 25,2 24,065 40,5225 13,5075 18,93
nnon 3 0,27466 0,371148 0,123716 23,7 34,982 46,7128 15,5709 27,52
nf 3 0,35818 0,282018 0,094006 31,0 45,706 33,6882 11,2294 35,95
aedf 1 0,1034 0,057913 0,057913 8,9 11,388 6,0418 6,0418 8,96
S 1 0,00572 0,005724 0,005724 0,5 0,863 0,8632 0,8632 0,68
Tổng 14 1,15672 100,0 127,123 100,00
Minh họa C%
Bảng 3.19. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ������ khi sửa đá.
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 0,853 0,978 0,963 0,9692 0,8502 0,7224
2 1,0093 1,0158 0,9439 0,7332 0,8752 0,987
3 0,7917 0,8193 0,9121 0,8226
4 0,7974 0,6695 0,6599 0,9554
Delta 0,2175 0,3463 0,3031 0,236 0,025 0,2646
Thứ tự ảnh hưởng 5 1 2 4 6 3
Nhám trung bình ������ = 0,8635 m
Bảng 3.19 và Hình 3.8 cho thấy:
Chiều sâu sửa đá thô aedr tăng thì nhám bề mặt tăng sau đó giảm rồi lại tăng và đạt
trị số nhỏ nhất tại mức 3 (0,025 mm). Điều này có thể lý giải như sau: Ban đầu khi tăng
chiều sâu sửa đá làm tăng chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá mài, dẫn đến số lưỡi cắt
động giảm làm nhám bề mặt tăng. Tuy nhiên, khi tiếp tục tăng chiều sâu sửa đá thô,
chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá tiếp tục tăng. Mặt khác chi tiết gia công có độ cứng
cao nên các lưỡi cắt sẽ bị vỡ để trở về trạng thái có chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá
nhỏ, chiều cao của lưỡi cắt giảm làm số lưỡi cắt động tăng dẫn đến nhám bề mặt giảm.
Nếu vẫn tăng chiều sâu sửa đá thô, sự vỡ ngẫu nhiên của các hạt mài làm cho nhám bề
mặt khó kiểm soát, có thể tăng hoặc giảm.
77
Hình 3.8. Biểu đồ các ảnh hưởng chính của các yếu tố đến ������ khi sửa đá
Số lần sửa đá thô nr tăng thì nhám bề mặt tăng sau đó giảm mạnh và đạt trị số nhỏ
nhất tại mức 4 (tương ứng với sửa đá thô ba lần). Điều này được lý giải là do khi số lần
sửa càng tăng thì chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá mài tăng, điều kiện thoát phoi tăng,
đá mài cắt dễ dàng hơn làm nhám bề mặt giảm mạnh.
Chiều sâu sửa đá tinh aedf tăng thì nhám bề mặt tăng và đạt trị số nhỏ nhất ở mức
1 (0,005 mm). Lý do là khi tăng chiều sâu sửa đá tinh thì chiều cao nhấp nhô ban đầu
của đá tăng làm số lượng lưỡi cắt động giảm. Vì vậy nhám bề mặt tăng.
Số lần sửa tinh nf tăng thì nhám bề mặt giảm sau đó tăng và đạt giá trị nhỏ nhất tại
mức 2 (tương ứng với sửa đá tinh một lần). Rõ ràng, khi có sửa đá tinh thì số lưỡi cắt
động tăng so với không sửa đá tinh, làm tăng khả năng cắt của đá mài dẫn đến nhám bề
mặt giảm. Tuy vậy, càng tăng số lần sửa đá tinh thì chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá
và chiều cao ban đầu của đá giảm, không gian chứa phoi nhỏ nên nhanh chóng bị lấp
đầy. Do đó tính năng cắt của đá mài giảm. Thêm vào đó độ cứng của vật liệu gia công
cao, ma sát giữa chất kết dính với bề mặt gia công tăng nên nhám bề mặt tăng.
Số lần chạy không ăn dao nnon tăng thì nhám bề mặt giảm và đạt trị số nhỏ nhất ở
mức 4 (tương ứng với ba lần). Điều này được lý giải là do số lần chạy không ăn dao
càng tăng thì số lưỡi cắt động tăng, nghĩa là đá càng mịn, dẫn đến nhám bề mặt giảm.
Lượng chạy dao sửa đá S tăng thì nhám bề mặt tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại mức
1 (1,6 m/ph). Nguyên nhân là do khi tăng lượng chạy dao sửa đá làm giảm số lưỡi cắt
động nên khả năng cắt của đá giảm và nhám bề mặt tăng lên.
3.2.2.2. Xác định bộ thông số chế độ sửa đá hợp lý
Theo Bảng 3.17, thí nghiệm số 10 với chế độ sửa đá: Sửa đá thô một lần với chiều
sâu aedr = 0,025 mm, sửa tinh hai lần với chiều sâu aedf = 0,005 mm, chạy không ăn dao
ba lần, lượng chạy dao sửa đá S = 1,6 m/phút cho kết quả nhám bề mặt nhỏ nhất Ra =
0,468 m, tỉ số S/N = 6,579 lớn nhất. Nghĩa là tác động của thí nghiệm này đến nhám
bề mặt là lớn nhất và chịu ảnh hưởng của nhiễu là nhỏ nhất. Đây chưa phải mức hợp lý
78
của các thông số nhằm đạt nhám bề mặt nhỏ nhất. Vì vậy, cần phân tích phương sai tỉ
số S/N của Ra để tìm ra mức hợp lý của các thông số sửa đá được khảo sát.
ANOVA trị số S/N của Ra được thể hiện trong Bảng 3.18, Bảng 3.20 và Hình 3.9.
Kết quả cho thấy: Chiều sâu sửa đá thô 0,025 mm (aedr3), số lần sửa đá thô ba lần
(nr4), số lần chạy không ăn dao ba lần (nnon4), số lần sửa tinh một lần (nf2), chiều sâu
sửa tinh 0,005 (aedf1) và lượng chạy dao 1,6 m/ph (S1) là những mức và trị số của các
thông số sửa đá cho tỉ số S/N lớn nhất. Đây là mức và trị số hợp lý của các thông số sửa
đá nhằm đạt được nhám bề mặt nhỏ nhất.
Bảng 3.20. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Ra khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 1,7021 0,7358 0,5743 0,3817 1,9403 3,3089
2 0,4404 0,473 0,7339 3,1701 1,5373 0,3398
3 2,4989 1,8141 1,2748 2,1219
4 2,2543 3,6313 4,0307 0,8919
Delta 2,0585 3,1584 3,4564 2,7884 0,403 2,9691
Thứ tự 5 2 1 4 6 3
Hình 3.9. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến tỉ số S/N của Ra khi sửa đá
3.2.2.3. Tính toán dự đoán giá trị nhám bề mặt
Bảng 3.21. ANOVA giá trị ������ khi đưa S vào phân tích lỗi
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 0,12336 0,344772 0,04112 0,106188 14,57 9,18
nr 3 0,2914 0,610901 0,097133 0,274228 22,93 23,71
nnon 3 0,27466 0,543525 0,091553 0,257488 24,87 22,26
nf 3 0,35818 0,457935 0,119393 0,341008 17,56 29,48
aedf 1 0,1034 0,103403 0,1034 0,097676 17,15 8,44
(S) (1) (0,00572) - -Pooled- - - -
Lỗi 1 0,00572 0,005724 0,005724 0,005724 6,93
Tổng 14 1,15672 100,00
79
Phần trăm tác động của lượng chạy dao đến nhám bề mặt trung bình nhỏ (0,5%),
nên tác động này được đưa vào phân tích ảnh hưởng của lỗi. Sử dụng công thức (3.1),
(3.2) và (3.3), kết quả phân tích cho như Bảng 3.21.
Trị số bề mặt trung bình dự đoán (��������) được xác định bởi các mức của các thông
số có ảnh hưởng mạnh đến S/N của nhám bề mặt theo công thức:
�������� = ������ + ���� + ������ + ���� + ������ − 4 ∗ ����
Trong đó, theo Bảng 3.19:
������ là nhám bề mặt trung bình ứng với aedr ở mức 3: ������ = 0,7917 ��
���� là nhám bề mặt trung bình ứng với nr ở mức 4: ���� = 0,6695 ��
������ là nhám bề mặt trung bình ứng với nnon ở mức 4: ������ = 0,6599 ��
���� là nhám bề mặt trung bình ứng với nf ở mức 2: ���� = 0,7332 ��
������ là nhám bề mặt trung bình ứng với aedf ở mức 1: ������ = 0,8502 ��
��� là nhám bề mặt trung bình của toàn thí nghiệm.
���� =∑ ����∑ �������
��� ∑ ����������
�����
��= 0,8635 ��
Thay số:
�������� = 0,7917 + 0,6695 + 0,6599 + 0,7332 + 0,8502 − 4 ∗ 0,86 = 0,2505 ��
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số: aedr = 0,025 mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf
= 1 lần, aedf1 = 0.005 mm, S = 1,6 m/phút. Nhám bề mặt trung bình nhận được sau 3 lần
thực nghiệm là 0,268 m. Giá trị này sai khác 6,98% so với giá trị dự đoán.
3.2.3. Xác định theo chỉ tiêu lực cắt pháp tuyến
3.2.3.1. Phân tích ảnh hưởng
Bảng 3.22. ANOVA giá trị ������ và tỉ số S/N của Fy khi sửa đá
Thông số DF Fy��� S/N của Fy
SS Adj SS MS C % SS Adj SS MS C %
aedr 3 1451,64 1449,1 483,04 22,2 7,7687 7,68106 2,5604 20,15
nr 3 1007,02 548,28 182,76 15,4 6,2431 3,92804 1,3093 16,19
nnon 3 1186,35 1018,1 339,35 18,2 6,4625 5,41488 1,8050 16,76
nf 3 2408,69 1062,1 354,02 36,9 14,9154 6,17871 2,0596 38,69
aedf 1 179,67 406,13 406,13 2,8 0,6792 2,25394 2,2539 1,75
S 1 292,01 292,01 292,01 4,5 2,4813 2,48126 2,4813 6,45
Tổng 14 6525,38 100,0 38,55 100,00
Minh họa C%
80
ANOVA của lực cắt pháp tuyến trung bình (������) được thể hiện như Bảng 3.22,
Bảng 3.23 và Hình 3.10. Kết quả phân tích cho thấy theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng,
số lần sửa tinh đóng góp lớn nhất (33,4%), tiếp theo là chiều sâu sửa đá thô (30,6%), số
lần chạy không (20,5%), lượng chạy dao (12,2%), số lần sửa thô (3,2%) và cuối cùng là
lượng chạy dao sửa tinh (0,1%).
Bảng 3.23. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ������
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 111,11 120,22 96,44 91,33 115,67 114,43
2 94,67 106,92 98,75 100,9 102,04 103,13
3 121,33 97,92 117,92 115,3
4 107,17 111,5 117,5 121,8
Delta 26,67 22,31 21,47 30,5 13,63 11,3
Thứ tự ảnh hưởng 2 3 4 1 5 6
Giá trị lực cắt pháp tuyến trung bình ������ = 108,4N
Hình 3.10. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến ������ khi sửa đá
Từ Bảng 3.23 và Hình 3.10 cho thấy:
Chiều sâu sửa đá thô tăng thì lực pháp tuyến Fy giảm sau đó tăng rồi lại giảm và
đạt trị số nhỏ nhất tại mức 2 (0,02 mm). Điều này có thể được lý giải như sau: Khi tăng
chiều sâu sửa đá thô, mật độ lưỡi cắt động giảm nên lực cắt giảm. Tuy nhiên, nếu chiều
sâu sửa đá thô tiếp tục tăng, cộng thêm tính chất vỡ ngẫu nhiên của hạt mài khi gia công
vật liệu có độ cứng cao làm cho chiều cao ban đầu của lưỡi cắt giảm, số lưỡi cắt động
tăng nên lực cắt tăng lên hoặc giảm xuống một cách ngẫu nhiên.
Số lần sửa đá thô tăng thì Fy giảm sau đó tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại mức 3 (2
lần sửa đá thô). Điều này có thể được lý giải là do khi tăng số lần sửa đá thô, chiều cao
ban đầu của lưỡi cắt tăng, điều kiện thoát phoi tăng, lực cắt giảm mạnh. Tuy nhiên, nếu
tiếp tục tăng số lần sửa đá thô, gia công vật liệu có độ cứng cao làm hạt mài vỡ thành
các hạt có kích thước nhỏ hơn, số lưỡi cắt động tăng, điều kiện thoát phoi giảm, ma sát
giữa đá và chi tiết gia công tăng làm lực cắt tăng lên.
81
Số lần chạy không ăn dao tăng thì Fy tăng mạnh sau đó giảm nhẹ và đạt trị số nhỏ
nhất tại mức 1 (0 lần chạy không ăn dao). Điều này được lý giải: Càng tăng số lần chạy
không ăn dao, số lưỡi cắt động càng tăng, chiều cao ban đầu của đá mài giảm, bề mặt
đá mài càng mịn, điều kiện thoát phoi giảm, ma sát giữa đá và chi tiết gia công tăng làm
lực cắt tăng. Khi tăng số lần chạy không ăn dao đến một trị số nào đó, chiều cao ban đầu
của đá mài gần như bằng không, lực cắt hầu như không thay đổi nhiều.
Chiều sâu sửa đá tinh tăng thì Fy giảm và đạt trị số nhỏ nhất ở mức 2 (0,01 mm).
Điều này được lý giải là do khi tăng chiều sâu sửa đá tinh, mật độ lưỡi cắt động giảm
nên lực cắt giảm.
Số lần sửa tinh tăng thì Fy tăng và đạt giá trị nhỏ nhất tại mức 1 (1 lần sửa đá tinh).
Điều này được lý giải là do khi tăng số lần sửa đá tinh, số lưỡi cắt động tăng lên làm lực
cắt tăng.
Lượng chạy dao tăng thì Fy giảm và đạt trị số nhỏ nhất ở mức 2 (1,8 m/ph). Điều
này có thể được lý giảilà do khi tăng lượng chạy dao sửa đá, số lưỡi cắt động giảm làm
lực cắt giảm.
3.2.3.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý
Bảng 3.24. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fy khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 -40,86 -41,37 -39,63 -39,18 -41,08 -41,11
2 -39,47 -40,4 -39,86 -40 -40,09 -40,07
3 -41,39 -39,7 -41,27 -41,09
4 -40,56 -40,93 -41,22 -41,59
Delta 1,92 1,67 1,64 2,41 0,98 1,04
Thứ tự ảnh hưởng 2 3 4 1 6 5
Hình 3.11. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fy khi sửa đá
Thí nghiệm số 11 với chế độ sửa đá: Sửa đá thô hai lần vớI aedr = 0,025 mm, sửa
tinh một lần với aedf = 0,01 mm, nnon = 0 lần, S = 1,8 m/ph cho lực cắt pháp tuyến nhỏ
nhất Fy��� = 82 N, tỉ số S/N = -38,2819 lớn nhất. Nghĩa là tác động của thí nghiệm này đến
82
lực cắt pháp tuyến là lớn nhất và chịu ảnh hưởng của nhiễu là nhỏ nhất. Đây chưa phải
mức hợp lý của các thông số nhằm đạt lực cắt pháp tuyến nhỏ nhất. Để tìm ra mức hợp
lý của các thông số sửa đá được khảo sát cần phân tích phương sai tỉ số S/N của Fy,
được thể hiện trong Bảng 3.22, Bảng 3.24 và Hình 3.11. Kết quả chỉ ra bộ thông số sửa
đá tối ưu nhằm đạt lực căt nhỏ nhất là: Sửa đá thô 2 lần với aedr = 0,02 mm với lượng
chạy dao 1,8 m/ph.
3.2.3.3. Tính toán dự đoán giá trị Fy
Do phần trăm tác động của chiều sâu sửa đá tinh đến lực cắt pháp tuyến trung bình
nhỏ nhất trong các thông số khảo sát (2,8%), nên tác động này được đưa vào phân tích
ảnh hưởng của lỗi. Sử dụng công thức (3.1), (3.2) và (3.3), kết quả phân tích cho như
Bảng 3.25.
Bảng 3.25. ANOVA giá trị ������ khi sửa đá sau khi đưa aedf vào phân tích lỗi
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 1451,64 1449,1 483,04 1271,97 1,24 19,49
nr 3 1007,02 548,28 182,76 827,35 0,31 12,68
nnon 3 1186,35 1018,1 339,35 1006,68 1,31 15,43
nf 3 2408,69 1062,1 354,02 2229,02 1,54 34,16
(aedf) (1) (179,67) - -Pooled- - - -
S 1 292,01 292,01 292,01 112,34 0,16 1,72
Lỗi 1 179,67 406,13 406,13 16,52
Tổng 14 6525,38 100,00
Trị số lực cắt pháp tuyến trung bình dự đoán (��������) được xác định bởi các mức
của các thông số có ảnh hưởng mạnh đến S/N của nhám bề mặt theo công thức:
�������� = ������ + ���� + ������ + ���� + ��̅ − 4 ∗ ����
Trong đó, theo Bảng 3.23:
������ là lực pháp tuyến trung bình ứng với aedr ở mức 2: ������ = 94,67 �
���� là lực pháp tuyến trung bình ứng với nr ở mức 3: ���� = 97,92 �
������ là lực pháp tuyến trung bình ứng với nnon ở mức 1: ������ = 96,44 �
���� là lực pháp tuyến trung bình ứng với nf ở mức 1: ���� = 91,33 �
��̅ là lực pháp tuyến trung bình ứng với S ở mức 2: ��̅ = 103,13 �
���� là lực pháp tuyến trung bình của toàn thí nghiệm.
���� =∑ ����∑ �������
��� ∑ ����������
�����
��= 108,4 �
Thay số:
�������� = 94,67 + 97,92 + 96,44 + 91,33 + 103,13 − 4 ∗ 108,4 = 49,89 �
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số sửa đá thô 2 lần với chiều sâu sửa đá aedr =
0,02 mm, lượng chạy dao S = 1,8 m/phút, không sửa đá tinh và không chạy không ăn
dao. Lực pháp tuyến trung bình nhận được sau 3 lần thực nghiệm là 53 N. Giá trị này
sai khác 6,0% so với giá trị dự đoán.
83
3.2.4. Xác định theo chỉ tiêu tuổi bền đá mài Tw
3.2.4.1. Phân tích ảnh hưởng
ANOVA của tuổi bền trung bình (���) được thể hiện như Bảng 3.26, Bảng 3.27 và
Hình 3.12. Kết quả phân tích cho thấy, theo phần trăm tác động, số lần sửa đá thô có
ảnh hưởng mạnh nhất đến tuổi bên của đá mài (85,373%), tiếp theo là chiều sâu cắt khi
sửa thô (11,839%), tiếp đến là số lần chạy không (1,665%), số lần sửa tinh (0,807%),
lượng chạy dao sửa đá (0,315%), cuối cùng là chiều sâu sửa đá tinh ảnh hưởng ít nhất
(0,001%).
Bảng 3.26. ANOVA giá trị ��� và tỉ số S/N của Tw khi sửa đá
Thông
số DF
T�� S/N của Tw
SS Adj SS MS C % SS Adj SS MS C %
aedr 3 164,86 5,239 1,746 11,839 43,04 5,749 1,916 9,46
nr 3 1188,81 434,702 144,901 85,373 389,679 165,754 55,251 85,65
nnon 3 23,18 22,076 7,359 1,665 10,468 12,924 4,308 2,30
nf 3 11,24 22,076 7,359 0,807 6,305 6,713 2,238 1,39
aedf 1 0,01 1,253 1,253 0,001 2,277 4,834 4,834 0,50
S 1 4,4 4,401 4,401 0,315 3,181 3,181 3,181 0,70
Tổng 14 1392,49 100,00 454,951 100,00
Minh họa
C%
Bảng 3.27. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ���
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 32,289 6,978 29,978 31,356 26,629 26,233
2 24,225 29,833 26,608 23,875 24,917 25,262
3 23,417 29,183 23,45 24,975
4 24,575 32,183 24,642 24,067
Delta 8,872 25,206 5,528 7,481 1,712 0,971
Thứ tự ảnh hưởng 2 1 4 3 5 6
Tuổi bền đá mài trung bình T�� = 25,72 phút
Theo Bảng 3.27 và Hình 3.12 cho thấy:
Chiều sâu sửa đá thô tăng thì tuổi bền giảm sau đó tăng và đạt trị số lớn nhất tại
0,015 mm (aedr1). Điều này có thể được lý giải như sau: Khi tăng chiều sâu sửa đá thô,
chiều cao ban đầu của đá tăng, độ sắc nhọn của lưỡi cắt tăng lên (bán kính lưỡi cắt giảm)
làm cho đá dễ dàng cắt gọt hơn. Càng tăng chiều sâu sửa đá thô, các lưỡi cắt sẽ bị vỡ để
trở về trạng thái có chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá nhỏ (đặc biệt là khi mài vật liệu
84
90CrSi có độ cứng cao), chiều cao của lưỡi cắt giảm, phoi mài nhanh điền đầy vào
khoảng trống giữa các hạt mài hơn, dẫn đến tuổi bền giảm. Nếu tiếp tục tăng chiều sâu
sửa đá thô, do sự vỡ ngẫu nhiên của hạt mài, tuổi bền cũng có thể tăng hoặc giảm một
cách ngẫu nhiên.
Hình 3.12. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến Tw khi sửa đá
Việc có thực hiện sửa đá thô làm tăng mạnh tuổi bền của đá mài so với không sửa
đá thô. Điều này khẳng định sự cần thiết của sửa đá. Tăng số lần sửa đá thô làm tuổi bền
đá giảm rồi tăng và đạt trị số lớn nhất tại 3 lần (nr4). Càng tăng số lần sửa đá thô thì tuổi
bền có xu hướng tăng lên không nhiều. Tuy nhiên, càng tăng số lần sửa đá thô thì tuổi
thọ của đá càng giảm. Việc tăng số lần sửa đá thô kết hợp với sự ăn vào ngẫu nhiên của
bút sửa đá làm cho chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá mài tăng hoặc giảm, số lưỡi cắt
động giảm hoặc tăng, lực cắt giảm hoặc tăng làm tuổi bền của đá giảm hoặc tăng.
Việc có sửa đá tinh làm giảm tuổi bền đá mài đáng kể so với không thực hiện sửa
đá tinh và tuổi bền đạt trị số lớn nhất khi không sửa tinh (nf1). Tăng số lần sửa đá tinh
thì tuổi bền đá mài thay đổi ít. Điều này được lý giải do khi thực hiện sửa đá tinh, chiều
cao nhấp nhô ban đầu của đá mài giảm so với sau khi sửa đá thô, bề mặt đá mài mịn
hơn, không gian chứa phoi giảm làm tuổi bền đá mài giảm.
Chiều sâu sửa đá tinh tăng thì tuổi bền đá mài giảm và tuổi bền đạt trị số lớn nhất
tại mức 1 (nf1). Khi chiều sâu sửa đá tinh tăng làm chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá
mài giảm so với sau khi sửa đá thô, không gian thoát phoi giảm dẫn đến tuổi bền giảm.
Việc thực hiện sửa đá không ăn dao làm tuổi bền đá mài giảm đáng kể so với không
thực hiện chạy không ăn dao và tuổi bền đạt trị số lớn nhất khi số lần chạy không ăn dao
ở mức 1 (nnon1 – không lần). Tăng số lần chạy không ăn dao thì tuổi bền giảm đáng kể
rồi tăng ít. Điều này được lý giải khi càng chạy không ăn dao nhiều lần sau sửa đá tinh
thì bề mặt đá càng mịn hơn, không gian chứa phoi bị thu hẹp hơn làm tuổi bền giảm.
Lượng chạy dao sửa đá tăng thì tuổi bền đá mài giảm và tuổi bền đạt trị số lớn nhất
khi lượng chạy dao ở mức 1 (1,6 m/phút). Điều này được lý giải do tăng lượng chạy dao
sửa đá, không gian chứa phoi giảm làm tuổi bền giảm.
85
3.2.4.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý
Thí nghiệm số 4 với chế độ sửa đá: Sửa đá thô ba lần với chiều sâu aedr = 0,015
mm, sửa tinh ba lần với chiều sâu aedf = 0,005 mm, chạy không ăn dao ba lần, lượng
chạy dao sửa đá S = 1,8 m/phút cho kết quả tuổi bền đá mài lớn nhất Tw = 34,3 phút, tỉ
số S/N = 30,6972 lớn nhất. Đây chưa phải mức hợp lý của các thông số nhằm đạt tuổi
bền của đá lớn nhất. Để xác định mức hợp lý của các thông số sửa đá khảo sát, tiến hành
phân tích phương sai tỉ số S/N của tuổi bền đá. Kết quả được thể hiện trong Bảng 3.26,
Bảng 3.28 và Hình 3.13.
Bảng 3.28. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Tw khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 30,15 16,32 29,21 29,91 27,26 27,43
2 26,94 29,46 27,62 25,99 26,7 26,56
3 25,35 29,29 25,38 27,16
4 26,21 30,13 26,21 25,53
Delta 4,79 13,81 3,83 4,38 0,56 0,87
Thứ tự ảnh hưởng 2 1 4 3 6 5
Hình 3.13. Biểu đồ các yếu tố ảnh hưởng chính đến tỉ số S/N của Tw khi sửa đá
Kết quả cho thấy, để tuổi bền của đá mài lớn nhất thì chế độ sửa đá là: Sửa đá thô
3 lần với aedr = 0,015 mm với lượng chạy dao 1,6 m/ph, không sửa đá tinh và không sửa
đá không ăn dao.
3.2.4.3. Tính toán dự đoán giá trị Tw
Theo Bảng 3.26, chiều sâu sửa đá tinh, số lần sửa đá tinh, số lần chạy không ăn
dao và lượng chạy dao sửa đá trong khoảng khảo sát có phần trăm tác động nhỏ đến tuổi
bền của đá mài. Sử dụng công thức (3.1), (3.2) và (3.3), kết quả phân tích thể hiện trong
Bảng 3.29.
Trị số tuổi bền trung bình dự đoán (���,��) được xác định bởi các mức của các
thông số có ảnh hưởng mạnh đến S/N của tuổi bền theo công thức:
86
���,�� = ������ + ���� − ����
Trong đó, theo Bảng 3.27:
������ là Tw trung bình ứng với aedr ở mức 1: ������ = 32,829 �ℎú�
���� là Tw trung bình ứng với nr ở mức 4: ���� = 32,183 �ℎú�
���� là tuổi bền trung bình của toàn thí nghiệm.
���� =∑ ����∑ �������
��� ∑ ����������
�����
��= 25,72 �ℎú�
Thay số:
���,�� = 32,829 + 32,183 − 25,72 = 39,29 �ℎú�
Bảng 3.29. ANOVA giá trị ��� khi sửa đá khi đưa nnon, nf, aedf và S vào phân
tích lỗi
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 164,86 17,1 1,746 150,301 1,17 10,79
nr 3 1188,81 1188,81 396,269 1174,251 81,65 84,33
(nnon) (3) -pooled- - - - - -
(nf) (3) -pooled- - - - - -
(aedf) (1) -pooled- - - - - -
(S) (1) -pooled- - - - - -
Lỗi 8 38,83 38,83 4,853 - 4,88
Tổng 15 1392,49 100
S R-Sq R-Sq(adj)
2,2031 97,21% 95,12%
Khoảng tin cậy CI được tính như sau:
�� = ±���(1, ��). ��. (1
��
+1
�)
Trong đó, fe = 8 là bậc tự do của lỗi, Ve = 4,853 là sai số trung bình của lỗi,
�∝(1,8) = 3,4572 là hệ số tra bảng với mức ý nghĩa 90%, Ne là số lần lặp hiệu quả, R
là số lần lặp của một thí nghiệm.
�� =�ổ�� �ố �ℎí ��ℎ�ệ�
1 + �ổ�� �ậ� �ự �� �ủ� �ấ� �ả �á� �ℎô�� �ố �í�ℎ ����� �ì�ℎ=
45
1 + 3 + 3
= 6,429
Thay số:
�� = ±�4.853 ∗ 3.4572 ∗ �1
6,429+
1
3� = ±2,86
Theo đó, với mức ý nghĩa = 90% thì tuổi bền đá mài được dự đoán với mức tối
ưu của các thông số đầu vào aedr1/nr4/nnon1/nf1/aedf1/S1 như sau:
(39,29 − 2,86) �ℎú� ≤ ���,�� ≤ (39,29 + 2,86) �ℎú�
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số sửa đá với sửa đá thô 3 lần với chiều sâu sửa
đá aedr = 0,015 mm, lượng chạy dao S = 1,6 m/phút, không sửa đá tinh và không chạy
87
không ăn dao. Tuổi trung bình nhận được sau 3 lần thực nghiệm là 37,2 phút. Giá trị này
sai khác 5,32% so với giá trị dự đoán.
3.2.5. Xác định theo chỉ tiêu dung sai độ phẳng
3.2.5.1. Phân tích ảnh hưởng
ANOVA dung sai độ phẳng trung bình (��� ) được thể hiện như Bảng 3.30, Bảng
3.31 và Hình 3.14.
Bảng 3.30. ANOVA giá trị ����� khi sửa đá
Thông
số DF
Fl� S/N của Fl
SS Adj SS MS C % SS Adj SS MS C %
aedr 3 161,582 146,484 48,828 39,9 51,2 47,7384 15,913 43,70
nr 3 28,619 41,607 13,869 7,1 9,545 11,7252 3,908 8,15
nnon 3 100,24 102,064 34,021 24,8 26,607 28,2313 9,410 22,71
nf 3 24,006 36,976 12,325 5,9 9,664 11,8493 3,950 8,25
aedf 1 90,029 63,281 63,281 22,2 19,609 12,0086 12,009 16,74
S 1 0,275 0,275 0,275 0,1 0,546 0,546 0,546 0,47
Tổng 14 404,751 100,0 117,172 100,00
Minh họa C%
Kết quả phân tích cho thấy:
Chiều sâu sửa đá thô ảnh hưởng mạnh nhất (39,9%), tiếp đến là số lần chạy không
(24,8%), chiều sâu sửa đá tinh (22,2%), số lần sửa đá thô (7,1%), số lần sửa đá tinh
(5,9%) và cuối cùng lượng chạy dao sửa đá ảnh hưởng nhỏ nhất (0,1%).
Chiều sâu sửa đá thô tăng thì ��� giảm sau đó tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại 0,025
mm (aedr3). Điều này có thể được lý giải như sau: Khi chiều sâu sửa đá tăng, chiều cao
nhấp nhô ban đầu của đá tăng, không gian thoát phoi tăng, điều kiện cắt gọt được cải
thiện làm dung sai độ phẳng giảm. Tuy nhiên, nếu tiếp tục tăng chiều sâu sửa đá thô,
chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá tăng, các lưỡi cắt dễ bị vỡ thành lưỡi cắt nhỏ hơn khi
gia công, làm giảm không gian thoát phoi, điều kiện cắt gọt bị hạn chế làm dung sai độ
phẳng tăng lên.
Có sửa đá thô làm giảm dung sai độ phẳng so với không sửa đá thô. Số lần sửa đá
thô tăng thì ��� tăng sau đó giảm và đạt trị số nhỏ nhất tại 3 lần (nr4). Điều này được lý
giải là do khi có sửa đá thô, chiều cao ban đầu của đá mài tăng, không gian chứa và thoát
phoi lớn hơn, làm phoi thoát dễ dàng hơn, điều cắt cắt gọt được cải thiện làm dung sai
độ phẳng giảm so với không sửa đá thô.
88
Bảng 3.31. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến ����� khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 23,55 19 15,76 17,45 20,17 16,74
2 19,48 18,1 18,33 19,5 17 20
3 14,01 19,86 22,98 16,79
4 18,14 17,08 16,17 19,91
Delta 9,54 2,78 7,22 3,12 3,17 3,26
Thứ tự ảnh hưởng 1 6 2 5 4 3
Giá trị dung sai độ phẳng trung bình Fl� = 18,48 m
Hình 3.14. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các yếu tố đến ��� khi sửa đá
Số lần chạy không ăn dao tăng thì ��� tăng sau đó giảm mạnh và đạt trị số nhỏ nhất
tại không lần (nnon1). Số lần chạy không ăn dao càng tăng thì bề mặt đá càng phẳng, bề
mặt đá càng mịn, điều này làm khả năng cắt của đá giảm, dung sai sai độ phẳng tăng.
Có sửa đá tinh làm dung sai độ phẳng lớn hơn không sửa. Tăng số lần sửa đá tinh
thì dung sai độ phẳng lại nhỏ hơn không sửa. Nếu tăng hơn nữa số lần sửa đá tinh thì
dung sai độ phẳng lại lớn hơn không sửa đá tinh. Dung sai độ phẳng đạt trị số nhỏ nhất
tại hai lần sửa đá tinh (nf3). Khi tăng số lần sửa đá tinh thì số lưỡi cắt động tăng nên
dung sai độ phẳng giảm. Tuy vậy, càng tăng số lần sửa đá tinh thì chiều cao nhấp nhô
ban đầu của đá giảm, khả năng cắt của đá giảm nên dung sai độ phẳng lại tăng.
Chiều sâu sửa đá tinh tăng thì ������ giảm và đạt trị số nhỏ nhất tại 0,01 mm (aedf2).
Đó là do khi tăng chiều sâu sửa đá tinh thì chiều cao nhấp nhô ban đầu tăng dẫn đến khả
năng cắt của đá mài tăng làm cho dung sai độ phẳng giảm.
Lượng chạy dao sửa đá tăng thì ��� tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại 1,6 m/ph (S1). Do
lượng chạy dao tăng thì số lưỡi cắt động giảm, khả năng cắt của đá giảm dẫn đến dung
sai độ phẳng tăng.
3.2.5.2. Xác định bộ thông số sửa đá hợp lý
Thí nghiệm số 10 với chế độ sửa đá: Sửa đá thô một lần với chiều sâu aedr = 0,025
mm, sửa tinh hai lần với chiều sâu aedf = 0,005 mm, chạy không ăn dao ba lần, lượng
89
chạy dao sửa đá S = 1,6 m/phút cho kết quả dung sai độ phẳng nhỏ nhất Fl = 8,3 m, tỉ
số S/N = -18,344 lớn nhất. Đây chưa phải mức hợp lý của các thông số nhằm đạt dung
sai độ phẳng nhỏ nhất.
ANOVA trị số S/N của ��� được thể hiện trong Bảng 3.32 và Hình 3.15.
Bảng 3.32. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của Fl khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 -27,34 -25,4 -23,89 -24,35 -25,61 -23,91
2 -25,71 -24,41 -24,74 -25,45 -24,34 -25,83
3 -22,14 -25,73 -27,2 -23,88
4 -25,14 -24,31 -23,64 -25,9
Delta 5,2 1,42 3,56 2,02 1,27 1,92
Thứ tự ảnh hưởng 1 5 2 3 6 4
Hình 3.15. Biểu đồ ảnh hưởng của các thông số sửa đá khảo sát đến tỉ số S/N của ���
Kết quả cho thấy, để đạt được dung sai độ phẳng nhỏ nhất thì chế độ sửa đá là: Sửa
đá thô 3 lần với aedr = 0,025 mm, sửa tinh 2 lần với aedf = 0,01 mm, sửa không ăn dao 3
lần cùng với lượng chạy dao 1,6 m/ph.
3.2.5.3. Tính toán dự đoán giá trị Fl
Bảng 3.33. ANOVA giá trị ����� khi đưa S vào phân tích lỗi
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 161,582 146,484 48,828 160,76 248,11 39,72
nr 3 28,619 41,607 13,869 27,79 75,7 6,87
nnon 3 100,24 102,064 34,021 99,42 130,47 24,56
nf 3 24,006 36,976 12,325 23,18 59,82 5,73
aedf 1 90,029 63,281 63,281 89,75 327,34 22,18
(S) (1) (0,275) -pooled- = - - -
Lỗi 1 0,275 0,275 0,275 0,275 - 0,95
Tổng 14 404,751 100,0
90
Do ảnh hưởng của lượng chạy dao đến độ phẳng trong khoảng nghiên cứu này có
đóng góp không đáng kể (0,47%) nên đưa vào lỗi để phân tích, kết quả phân tích thể
hiện như Bảng 3.33.
Trị số dung sai độ phẳng trung bình dự đoán (�����) được xác định bởi các mức
của các thông số có ảnh hưởng mạnh đến S/N của dung sai độ phẳng theo công thức:
����� = ������ + ���� + ������ + ���� + ������ − 4 ∗ ����
Trong đó, theo Bảng 3.31:
������ là ��� ứng với aedr ở mức 3: ������ = 14,01 ��
���� là ��� ứng với nr ở mức 4: ���� = 17,08 ��
������ là ��� ứng với nnon ở mức 4: ������ = 16,17 ��
���� là ��� ứng với nf ở mức 3: ���� = 16,79 ��
������ là ��� ứng với aedf ở mức 2: ������ = 17 ��
���� là dung sai độ phẳng trung bình của toàn thí nghiệm.
���� =∑ ����∑ �������
��� ∑ ����������
�����
��= 18,48 ��
Thay số:
����� = 14,01 + 17,08 + 16,17 + 16,79 + 17 − 4 ∗ 18,48 = 7,13 ��
Khoảng tin cậy CI được tính như sau:
�� = ±���(1, ��). ��. (1
��
+1
�)
Trong đó, fe = 1 là bậc tự do của lỗi, Ve = 0,275 là sai số trung bình của lỗi,
�∝(1,1) = 39,864 là hệ số tra bảng với mức ý nghĩa 90%, Ne là số lần lặp hiệu quả, R
là số lần lặp của một thí nghiệm.
�� =�ổ�� �ố �ℎí ��ℎ�ệ�
1 + �ổ�� �ậ� �ự �� �ủ� �ấ� �ả �á� �ℎô�� �ố �í�ℎ ����� �ì�ℎ
=45
1 + 3 + 3 + 3 + 3 + 1= 3,21
Thay số:
�� = ±�39,864 ∗ 0,275 ∗ �1
3,21+
1
3� = ± 2,66 �
Theo đó, với mức ý nghĩa = 90% thì dung sai độ không phẳng được dự đoán với
mức tối ưu của các thông số đầu vào aedr3/nr4/nnon4/nf2/aedf2/S1 như sau:
(7,13 − 2,66) µ� ≤ �������� ≤ (7,13 + 2,66) ��
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số sửa đá với sửa đá thô 3 lần với chiều sâu sửa
đá aedr = 0,025 mm, sửa đá tinh 1 lần với chiều sâu sửa đá 0,01 mm và chạy không ăn
dao 3 lần với lượng chạy dao sửa đá S = 1,6 m/phút, dung sai độ không phẳng trung
91
bình nhận được sau 3 lần thực nghiệm là 6,68 m. Giá trị này sai khác 6,31% so với giá
trị dự đoán.
3.2.6. Xác định theo chỉ tiêu năng suất gia công
3.2.6.1. Phân tích ảnh hưởng
Bảng 3.34. ANOVA giá trị ���������� và tỉ số S/N của MRR khi sửa đá
Thông
số DF
MRR������ S/N của MMR
SS Adj SS MS C % SS Adj SS MS C %
aedr 3 1,1305 1,12251 0,37417 5,31 3,9013 3,9599 1,31997 4,51
nr 3 16,0251 4,83842 1,61281 75,32 70,7921 23,5454 7,84847 81,83
nnon 3 2,5206 2,08855 0,69618 11,85 7,611 5,5978 1,86592 8,80
nf 3 0,133 0,25616 0,08539 0,63 0,2236 0,1962 0,0654 0,26
aedf 1 0,651 0,06125 0,06125 3,06 2,9619 0,9704 0,97039 3,42
S 1 0,8146 0,81462 0,81462 3,83 1,0216 1,0216 1,0216 1,18
Tổng 14 21,274 100,00 86,5116 100,0
Minh họa
C%
ANOVA trị số năng suất gia công trung bình (����������) được thể hiện như Bảng 3.34,
Bảng 3.35 và Hình 3.16.
Kết quả phân tích cho thấy:
Số lần sửa đá thô ảnh hưởng mạnh nhất (75,32%), tiếp đến là số lần chạy không
ăn dao (11,85%), chiều sâu sửa đá thô (5,31%), lượng chạy dao sửa đá (3,83%), chiều
sâu sửa đá tinh (3,06%) và cuối cùng là số lần sửa đá tinh ảnh hưởng nhỏ nhất (0,63%).
Bảng 3.35. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ���������� khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 4,709 2,93 5,998 5,145 4,638 5,102
2 5,2 5,747 4,813 4,576 4,86 4,454
3 4,573 4,629 4,257 4,614
4 4,531 5,263 4,269 4,787
Delta 0,669 2,816 1,741 0,569 0,223 0,648
Thứ tự ảnh hưởng 3 1 2 5 6 4
Giá trị năng suất gia công trung bình (����������) = 4,76 m3/s
Chiều sâu sửa đá thô tăng thì ���������� tăng sau đó giảm và đạt trị số lớn nhất tại 0,02
mm (aedr2). Điều này có thể được lý giải như sau: Khi chiều sâu sửa đá tăng, chiều cao
nhấp nhô ban đầu của đá tăng, khả năng chứa và thoát phoi tăng dẫn đến năng suất gia
công tăng. Nếu tiếp tục tăng chiều sâu sửa đá, chiều cao ban đầu của đá mài tăng, làm
92
cho các lưỡi cắt dễ bị vỡ để trở về trạng thái có chiều cao nhấp nhô ban đầu của đá nhỏ,
khả năng chứa và thoát phoi giảm, làm cho năng suất gia công giảm.
Hình 3.16. Biểu đồ các ảnh hưởng chính của các yếu tố đến ���������� khi sửa đá
Có sửa đá thô làm tăng năng suất gia công mạnh so với không sửa đá thô. Số lần
sửa đá thô tăng thì ���������� giảm sau đó tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại 1 lần (nr2). Rõ ràng,
năng suất gia công không tăng theo một quy luật nhất định do sự ngẫu nhiên của quá
trình sửa đá.
Số lần chạy không ăn dao tăng thì ��� �������giảm mạnh và đạt trị số lớn nhất khi không
thực hiện chạy không ăn dao (nnon1). Số lần chạy không ăn dao càng tăng thì bề mặt đá
càng mịn, điều này làm khả năng cắt của đá giảm, năng suất gia công giảm.
Có sửa đá tinh làm năng suất gia công nhỏ hơn so với không sửa đá tinh và năng
suất gia công đạt trị số lớn nhất khi không thực hiện sửa đá tinh (0 lần – nnon1). Tăng số
lần sửa đá tinh thì năng suất gia công tăng. Khi có sửa đá tinh, chiều cao ban đầu của đá
mài và hạt mài giảm so với chỉ sửa đá thô, không gian chứa và thoát phoi giảm, khả
năng cắt của đá mài giảm dẫn đến năng suất gia công giảm. Nếu tăng số lần sửa đá tinh,
số lưỡi cắt động tăng lên, làm năng suất gia công tăng. Tuy nhiên, số lần sửa đá tinh
càng tăng, chiều cao ban đầu của hạt mài và đá mài càng giảm so với chỉ sửa đá thô, làm
cho năng suất gia công giảm. Tổng hợp lại, năng suất gia công tăng khi số lần sửa đá
tinh tăng nhưng vẫn thấp hơn so với không sửa đá tinh.
Chiều sâu sửa đá tinh tăng thì ���������� tăng và đạt trị số nhỏ nhất tại 0,01 mm (aedf2).
Đó là do khi tăng chiều sâu sửa đá tinh thì chiều cao nhấp nhô ban đầu tăng dẫn đến khả
năng cắt của đá mài tăng làm cho năng suất gia công tăng.
Lượng chạy dao sửa đá tăng thì ���������� giảm và đạt trị số nhỏ nhất tại 1,6 m/ph (S1).
Do lượng chạy dao tăng thì số lưỡi cắt động giảm, khả năng cắt của đá giảm dẫn đến
năng suất gia công giảm.
3.2.6.2. Xác định chế độ sửa đá hợp lý
Thí nghiệm số 6 với chế độ sửa đá: Sửa đá thô một lần với aedr = 0,02 mm, sửa đá
tinh ba lần với aedf = 0,01 mm, không thực hiện chạy không ăn dao, S = 1,6 m/phút cho
kết quả năng suất gia công lớn nhất ���������� = 7,57533 mm3/s, tỉ số S/N = 17,5857 lớn
93
nhất. Đây chưa phải mức hợp lý của các thông số sửa đá nhằm đạt năng suất gia công
lớn nhất.
ANOVA tỉ số S/N của ���������� được thể hiện trong Bảng 3.36 và Hình 3.17, cho thấy:
Để năng suất gia công lớn nhất thì sửa đá một lần với chiều sâu sửa đá thô 0,02 mm với
lượng chạy dao 1,6 m/ph, không sửa đá tinh và sửa đá không ăn dao.
Bảng 3.36. Mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến tỉ số S/N của MRR khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 13.427 9.163 15.411 14.171 13.037 13.844
2 13.961 15.054 13.485 12.967 13.394 12.689
3 12.694 13.292 12.149 13.145
4 12.878 14.386 12.412 12.864
Delta 1.267 5.89 3.262 1.306 0.357 1.155
Thứ tự ảnh hưởng 4 1 2 3 6 5
Hình 3.17. Biểu đồ ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến tỉ số S/N của ���
khi sửa đá
3.2.6.3. Tính toán dự đoán giá trị năng suất gia công MRR
Bảng 3.37. ANOVA giá trị ���������� khi đưa S vào phân tích lỗi
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 1,1305 1,12251 0,37417 0,87433 3,49 4,11
nr 3 16,0251 4,83842 1,61281 16,0251 20,44 75,32
nnon 3 2,5206 2,08855 0,69618 2,5206 6,13 11,85
(nf) (3) (0,133) -pool- - - - -
aedf 1 0,651 0,06125 0,06125 0,651 2,68 3,06
S 1 0,8146 0,81462 0,81462 0,8146 6,06 3,83
Lỗi 3 0,133 0,25616 0,08539 - - 1,83
Tổng 14 21,2749 100
94
Do ảnh hưởng của số lần sửa đá tinh nf trong khoảng khảo sát đến năng suất gia
công có đóng góp không đáng kể (0,63%) nên đưa vào lỗi để phân tích, kết quả thể hiện
như Bảng 3.37.
Trị số năng suất gia công trung bình dự đoán (������������) được xác định bởi các mức
của các thông số có ảnh hưởng mạnh đến S/N của năng suất gia công theo công thức:
������������ = ������ + ���� + ������ + ������ + ��̅ − 4 ∗ �����
Trong đó, theo Bảng 3.35:
������ là ���������� ứng với aedr ở mức 2: ������ = 5,2 ���/�
���� là ���������� ứng với nr ở mức 2: ���� = 5,747 ���/�
������ là ���������� ứng với nnon ở mức 1: ������ = 5,998 ���/�
������ là ���������� ứng với aedf ở mức 2: ������ = 4,86 ���/�
��̅ là ���������� ứng với S ở mức 1: ��̅ = 5,102 ���/�
����� là năng suất gia công trung bình của toàn thí nghiệm.
����� =∑ �����∑ ��������
��� ∑ �����������
�����
��= 4,76 ���/�
Thay số:
������������ = 5,2 + 5,747 + 5,998 + 4,86 + 5,102 − 4 ∗ 4,76 = 7,867 ���/�
Khoảng tin cậy CI được tính như sau:
�� = ±���(1, ��). ��. (1
��
+1
�)
Trong đó, fe = 3 là bậc tự do của lỗi, Ve = 0,08539 là sai số trung bình của lỗi,
�∝(1,3) = 5,5383 là hệ số tra bảng với mức ý nghĩa 90%, Ne là số lần lặp hiệu quả, R
là số lần lặp của một thí nghiệm.
�� =�ổ�� �ố �ℎí ��ℎ�ệ�
1 + �ổ�� �ậ� �ự �� �ủ� �ấ� �ả �á� �ℎô�� �ố �í�ℎ ����� �ì�ℎ
=45
1 + 3 + 3 + 3 + 1 + 1= 3,75
Thay số:
�� = ±�5,5383 ∗ 0,08539 ∗ �1
3,75+
1
3� = ± 0,53 ���/�
Theo đó, với mức ý nghĩa = 90% thì năng suất gia công được dự đoán với mức
tối ưu của các thông số đầu vào aedr3/nr4/nnon4/nf2/aedf2/S1 như sau:
(7,867 − 0,53) ���/� ≤ ������������ ≤ (7,867 + 0,53) ���/�
Kết quả thực nghiệm với bộ thông số sửa đá với sửa đá thô 1 lần với chiều sâu sửa
đá aedr = 0,02 mm, không sửa đá tinh, không chạy không ăn dao với lượng chạy dao sửa
đá S = 1,6 m/phút, năng suất gia công trung bình nhận được sau 3 lần thực nghiệm là
7,63 mm3/s. Giá trị này sai khác 3,01% so với giá trị dự đoán.
95
3.2.7. Bài toán đa mục tiêu về nhám bề mặt và dung sai độ phẳng khi sửa đá
Bảng 3.38. Trị số S/N, giá trị chuẩn hóa của S/N và sai lệch của dãy tham chiếu
của các thí nghiệm nhằm Ramin và Flmin
TT
S/N Zij j(k)
Ra Fl
Ra Fl Ra Fl
Trị số tham chiếu j(1) j(2)
1,000 1,000
1 - - - - - -
2 -1,3459 -28,667 0,114 0,000 0,886 1,000
3 1,88288 -27,896 0,475 0,075 0,525 0,925
4 4,56922 -25,46 0,775 0,311 0,225 0,689
5 -1,4133 -24,484 0,107 0,405 0,893 0,595
6 -2,3683 -24,528 0,000 0,401 1,000 0,599
7 -0,428 -26,897 0,217 0,171 0,783 0,829
8 5,97126 -26,941 0,932 0,167 0,068 0,833
9 -1,782 -27,843 0,066 0,080 0,934 0,920
10 6,57907 -18,344 1,000 1,000 0,000 0,000
11 2,65247 -22,342 0,561 0,613 0,439 0,387
12 2,54606 -20,031 0,549 0,837 0,451 0,163
13 5,40257 -23,859 0,869 0,466 0,131 0,534
14 -0,973 -26,119 0,156 0,247 0,844 0,753
15 3,14881 -25,779 0,617 0,280 0,383 0,720
16 1,43879 -24,8 0,425 0,375 0,575 0,625
Bảng 3.39. Trị số quan hệ mờ và trị số quan hệ mờ trung bình khi sửa đá cho
hai mục tiêu Ramin và Flmin
TT Hệ số quan hệ mờ i
� Ra Fl
1 - - -
2 0,361 0,333 0,347
3 0,488 0,351 0,419
4 0,690 0,420 0,555
5 0,359 0,457 0,408
6 0,333 0,455 0,394
7 0,390 0,376 0,383
8 0,880 0,375 0,628
9 0,349 0,352 0,350
10 1,000 1,000 1,000
11 0,533 0,564 0,548
12 0,526 0,754 0,640
13 0,792 0,483 0,638
14 0,372 0,399 0,385
15 0,566 0,410 0,488
16 0,465 0,444 0,455
96
Mục tiêu của bài toán này là tìm ra chế độ sửa đá hợp lý nhằm cả nhám bề mặt
(Ra) và dung sai độ phẳng (Fl) đều nhỏ (“nhỏ hơn thì tốt hơn”). Giá trị của tỉ số S/N
mong muốn lớn hơn thì tốt hơn nên tính toán trị số chuẩn hóa Zij của tỉ số S/N theo các
công thức (2.37), sai lệch của dãy tham chiếu 0j(k) được tính toán và được thể hiện như
trong Bảng 3.38.
Hình 3.18. Hệ số quan hệ mờ trung bình nhằm hai mục tiêu Ramin và Flmin cho từng thí
nghiệm sửa đá
3.2.7.1. Thực hiện phân tích trị số quan hệ mờ
Bảng 3.40. ANOVA c� và tỉ số S/N của c cho mục tiêu cả Ramin và Flmin khi sửa đá
Thông số DF � S/N của
SS Adj SS MS C % SS Adj SS Adj MS C%
aedr 3 0,090798 0,137284 0,045761 22,2 23,712 31,8484 10,6161 29,28
nr 3 0,039872 0,07871 0,026237 9,7 6,2458 12,8641 4,288 7,71
nnon 3 0,122885 0,146906 0,048969 30,0 24,1292 29,0403 9,6801 29,79
nf 3 0,116591 0,085316 0,028439 28,4 17,7334 15,2787 5,0929 21,90
aedf 1 0,035034 0,016319 0,016319 8,5 8,6043 4,692 4,692 10,62
S 1 0,00472 0,00472 0,00472 1,2 0,5601 0,5601 0,5601 0,69
Tổng 14 0,409901 100,0 80,9849 100
Bảng 3.41. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến hệ số quan hệ mờ nhằm
Ramin và Flmin khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 0,4405 0,4652 0,4657 0,4694 0,5216 0,6009
2 0,4532 0,5317 0,4706 0,5401 0,4984 0,429
3 0,6345 0,4596 0,4457 0,5705
4 0,4914 0,5694 0,644 0,4469
Delta 0,194 0,1098 0,1982 0,1236 0,0231 0,172
Thứ tự ảnh hưởng 2 5 1 4 6 3
Trị số quan hệ mờ trung bình �̅ = 0,509217
97
Tính toán hệ số quan hệ mờ cho chuẩn hóa của tỉ số S/N bằng cách sử dụng công
thức (2.39) với giá trị cho ξ được lấy là 0,5. Hệ số quan hệ mờ trung bình như công thức
(2.40). Kết quả tính toán được thể hiện như trong Bảng 3.39 và Hình 3.18.
ANOVA trị số quan hệ mờ thể hiện trong Bảng 3.40, Bảng 3.41 và Hình 3.19. Từ
đó cho thấy: Theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng đến mục tiêu, số lần chạy không ăn
dao có ảnh hưởng mạnh nhất (30%), tiếp theo là số lần sửa tinh (28,4%), chiều sâu sửa
đá thô (22,2%), số lần sửa thô (9,7%), chiều sâu sửa tinh (8,5%) và cuối cùng là lượng
chạy dao (1,2%).
Hình 3.19. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến trị số trung bình
quan hệ mờ khi sửa đá nhằm Ramin và Flmin
3.2.7.2. Xác định mức hợp lý của các thông số khảo sát nhằm đạt cả hai mục tiêu
Ramin và Flmin khi sửa đá
Trị số quan hệ mờ lớn nhất ứng với các mức hợp lý của mỗi thông số. Thí nghiệm
số 10 với giá trị quan hệ mờ là 1.000 ứng với bộ thông số sửa đá là: Sửa đá thô một lần
với chiều sâu aedr = 0,025 mm, sửa tinh hai lần với chiều sâu aedf = 0,005 mm, chạy
không ăn dao ba lần, lượng chạy dao sửa đá S = 1,6 m/phút. Có 4 trong số 16 thí nghiệm
cho kết quả đầu ra tốt nhất là: 8, 10, 12 và 13. Tuy nhiên, đây chưa phải là mức hợp lý
của các thông số sửa đá nhằm đạt cả hai mục tiêu Ramin và Flmin.
Bảng 3.42. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến tỉ số S/N của hệ số quan
hệ mờ nhằm Ramin và Flmin khi sửa đá
Mức aedr nr nnon nf aedf S
1 -7,668 -7,255 -6,829 -6,976 -6,617 -5,439
2 -7,738 -6,478 -7,012 -6,34 -6,583 -7,614
3 -4,656 -7,007 -7,883 -5,681
4 -6,6 -5,819 -4,729 -7,492
Delta 3,082 1,436 3,153 1,811 0,034 2,174
Thứ tự ảnh hưởng 2 5 1 4 6 3
ANNOVA tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ, thể hiện trong Bảng 3.42 và Hình 3.20.
Kết quả cho thấy mức và trị số tương ứng của các thông số khảo sát có tỉ số S/N của hệ
98
số quan hệ mờ lớn nhất là: aedr3/nr4/nnon4/nf3/aedf2/S1, tương ứng với: aedr = 0,025 mm,
nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph. Đây chính là mức và trị
số tương ứng của các thông số sửa đá khảo sát nhằm đạt cả hai mục tiêu Ramin và Flmin.
Hình 3.20. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến trị số trung bình
quan hệ mờ khi sửa đá mong muốn Ramin và Flmin
3.2.7.3. Tính toán trị số quan hệ mờ và trị số của Ra và Fl ứng với mức hợp lý của
các thông số sửa đá
Bảng 3.40 cho thấy, lượng chạy dao sửa đá S trong khoảng khảo sát ảnh hưởng
thấp đến trị số quan hệ mờ (1,2%) nên đưa S vào phân tích lỗi của quá trình, kết quả
phân tích được thể hiện trong Bảng 3.43.
Trị số quan hệ mờ được xác định theo công thức:
��
= �� + �(�̅ − ��)
�
���
= ������������ + ������� + ������������ + ������� + ������������ − 4 ∗ ��
Trong đó, theo Bảng 3.41:
�� là trị số quan hệ mờ trung bình của toàn thí nghiệm �� = 0,509217
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi aedr ở mức 3, ������������ = 0,6345
������� là trị số quan hệ mờ khi trung bình nr ở mức 4, ������� = 0,5694
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi nnon ở mức 4, ������������ = 0,644
������� là trị số quan hệ mờ trung bình khi nf ở mức 3, ������� = 0,5705
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi aedf ở mức 1, ������������ = 0,4984
Theo đó, ��
= 0,88.
Căn cứ vào mức hợp lý của các thông số đầu vào, giá trị của các mục tiêu Ra và Fl
được xác định theo công thức sau:
(��, Fl)�� = ������������ + ������� + ������������ + ������� + ������������ − 4 ∗ ����,��
Trong đó:
����,�� là trị số Ra hoặc Fl trung bình của toàn thí nghiệm
������������ là trị số Ra hoặc Fl trung bình khi aedr ở mức 3
99
������� là trị số Ra hoặc Fl trung bình khi nr ở mức 4
������������ là trị số Ra hoặc Fl trung bình khi nnon ở mức 4
������� là trị số Ra hoặc Fl trung bình khi nf ở mức 3
������������ là trị số Ra hoặc Fl trung bình khi aedf ở mức 2
Các giá trị này được xác định theo Bảng 3.19 với Ra và Bảng 3.31 với Fl. Theo đó:
���� = 0,365 �
���� = 7,13 �
Bảng 3.43. ANNOVA hệ số quan hệ mờ sau khi đưa S vào phân tích lỗi khi
sửa đá nhằm Ramin và Flmin
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 0,090798 0,137284 0,045761 0,076638 15,02 18,7
nr 3 0,039872 0,07871 0,026237 0,025712 10,24 6,3
nnon 3 0,122885 0,146906 0,048969 0,108725 15,05 26,5
nf 3 0,116591 0,085316 0,028439 0,102431 10,6 25,0
aedf 1 0,035034 0,016319 0,016319 0,030314 7,42 7,4
(S) (1) (0,00472) - - pooled- - - -
Lỗi 1 0,00472 0,00472 0,00472 16,1
Tổng 14 0,409901 100,0
3.2.8. Bài toán đa mục tiêu nhằm cả bốn mục tiêu nhám bề mặt Ra, dung sai độ phẳng
Fl, năng suất gia công MRR và tuổi bền của đá mài Tw khi sửa đá
Bảng 3.44. Trị số S/N và giá trị chuẩn hóa của tỉ số S/N nhằm đạt mục tiêu Ramin,
Flmin, MRRmax và Twmax
TT
S/N Zij
Ra
Fl
MRR
Tw
Ra Fl MRR Tw
Trị số tham chiếu
1.0000 1.0000 1.0000 1.0000
1 - - - - - - - -
2 -1.3459 -28.667 14.313 30.3446 0.1143 0.0000 0.6813 0.9799
3 1.88288 -27.896 12.804 29.401 0.4751 0.0747 0.5344 0.9260
4 4.56922 -25.46 13.166 30.6974 0.7754 0.3107 0.5696 1.0000
5 -1.4133 -24.484 10.897 20.1739 0.1067 0.4052 0.3486 0.3995
6 -2.3683 -24.528 17.586 28.7966 0.0000 0.4009 1.0000 0.8916
7 -0.428 -26.897 13.029 29.5349 0.2169 0.1715 0.5563 0.9337
8 5.97126 -26.941 14.334 29.2564 0.9321 0.1672 0.6833 0.9178
9 -1.782 -27.843 7.317 13.172 0.0655 0.0798 0.0000 0.0000
10 6.57907 -18.344 14.176 28.9918 1.0000 1.0000 0.6679 0.9027
11 2.65247 -22.342 13.944 28.7621 0.5611 0.6127 0.6454 0.8896
12 2.54606 -20.031 15.340 30.4883 0.5493 0.8366 0.7814 0.9881
13 5.40257 -23.859 9.277 15.6103 0.8685 0.4658 0.1909 0.1391
14 -0.973 -26.119 14.142 29.7075 0.1559 0.2468 0.6646 0.9435
15 3.14881 -25.779 13.389 29.4633 0.6166 0.2798 0.5914 0.9296
16 1.43879 -24.8 14.703 30.0705 0.4255 0.3746 0.7193 0.9643
100
Mục tiêu là tìm ra chế độ sửa đá hợp lý nhằm cả bốn mục tiêu: Nhám bề mặt nhỏ
nhất (Ramin), dung sai độ phẳng nhỏ nhất (Flmin), năng suất gia công lớn nhất (MRRmax)
và tuổi bền lớn nhất (Twmax).
Giá trị của tỉ số S/N luôn mong muốn lớn hơn thì tốt hơn. Trị số chuẩn hóa Zij của
tỉ số S/N tính theo công thức (2.14), sai lệch của dãy tham chiếu 0j(k), trị số quan hệ
mờ cũng được tính toán và được thể hiện trong Bảng 3.44, Bảng 3.45 và Hình 3.21.
Bảng 3.45. Độ sai lệch của dãy tham chiếu, trị số quan hệ mờ và trị số quan
hệ mờ trung bình khi sửa đá cho mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
TT j(k) Hệ số quan hệ mờ i
Ra Fl MRR Tw Ra Fl MRR Tw TB
1 - - - - - - - - -
2 0.8857 1.0000 0.3187 0.0201 0.3608 0.3333 0.611 0.9613 0.567
3 0.5249 0.9253 0.4656 0.0740 0.4879 0.3508 0.518 0.8712 0.557
4 0.2246 0.6893 0.4304 0.0000 0.6900 0.4204 0.537 1.0000 0.662
5 0.8933 0.5948 0.6514 0.6005 0.3589 0.4567 0.434 0.4544 0.426
6 1.0000 0.5991 0.0000 0.1084 0.3333 0.4549 1.000 0.8218 0.653
7 0.7831 0.8285 0.4437 0.0663 0.3897 0.3764 0.530 0.8829 0.545
8 0.0679 0.8328 0.3167 0.0822 0.8804 0.3751 0.612 0.8588 0.682
9 0.9345 0.9202 1.0000 1.0000 0.3486 0.3521 0.333 0.3333 0.342
10 0.0000 0.0000 0.3321 0.0973 1.0000 1.0000 0.601 0.8371 0.859
11 0.4389 0.3873 0.3546 0.1104 0.5326 0.5635 0.585 0.8191 0.625
12 0.4507 0.1634 0.2186 0.0119 0.5259 0.7537 0.696 0.9767 0.738
13 0.1315 0.5342 0.8091 0.8609 0.7918 0.4834 0.382 0.3674 0.506
14 0.8441 0.7532 0.3354 0.0565 0.3720 0.3990 0.599 0.8985 0.567
15 0.3834 0.7202 0.4086 0.0704 0.5660 0.4098 0.550 0.8766 0.601
16 0.5745 0.6254 0.2807 0.0357 0.4653 0.4443 0.640 0.9333 0.621
Hình 3.21. Hệ số quan hệ mờ trung bình cho mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
cho từng thí nghiệm sửa đá
3.2.8.1. Phân tích quan hệ số quan hệ mờ
ANOVA trị số quan hệ mờ trung bình nhằm đánh giá ảnh hưởng của các thông số
sửa đá đến đầu ra của quá trình mài phẳng nhằm (Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax). Kết
quả phân tích thể hiện trong Bảng 3.46, Bảng 3.47 và Hình 3.22.
101
Bảng 3.46. ANOVA trị số c� và tỉ số S/N của c cho mục tiêu cả Ramin, Flmin,
MRRmax và Twmax khi sửa đá
Thông
số DF
� S/N của
SS Adj SS MS C % SS Adj SS Adj MS C%
aedr 3 0,011694 0,023264 0,007755 5,48 5,9891 11,481 3,82701 13,05
nr 3 0,139212 0,085577 0,028526 65,24 23,6655 19,1108 6,37027 51,56
nnon 3 0,02481 0,028327 0,009442 11,63 6,0359 8,4043 2,80142 13,15
nf 3 0,019603 0,013312 0,004437 9,19 5,551 6,1235 2,04117 12,09
aedf 1 0,014302 0,005314 0,005314 6,70 4,6322 3,1715 3,17149 10,09
S 1 0,003762 0,003762 0,003762 1,76 0,0276 0,0276 0,02758 0,06
Tổng 14 0,213383
100,00 45,9013 100,00
Kết quả cho thấy, theo phần trăm đóng góp ảnh hưởng, số lần sửa đá thô có ảnh
hưởng mạnh nhất (65,4%) đến mục tiêu, tiếp theo là số lần chạy không ăn dao (11,63%),
số lần sửa đá tinh (9,19%), chiều sâu sửa đa tinh (6,7%), chiều sâu sửa đá thô (5,48%)
và cuối cùng là lượng chạy dao (1.76%). Tuy nhiên, theo thứ tự ảnh hưởng đến hệ số
quan hệ mờ thì chiều sâu sửa đá thô có ảnh hưởng mạnh nhất còn chiều sâu sửa đá tinh
có ảnh hưởng nhỏ nhất.
3.2.8.2. Xác định mức và trị số của thông số sửa đá nhằm cả bốn mục tiêu Ramin,
Flmin, MRRmax và Twmax
Thí nghiệm số 10 (sửa đá thô một lần với chiều sâu aedr = 0,025 mm, sửa tinh hai
lần với chiều sâu aedf = 0,005 mm, chạy không ăn dao ba lần, lượng chạy dao sửa đá S
= 1,6 m/phút) có hệ số quan hệ mờ lớn nhất là 0,8532. Có 2 trong số 16 thí nghiệm cho
kết quả đầu ra tốt nhất là: 10 và 12. Tuy nhiên đây chưa phải là mức và trị số hợp lý của
các thông số sửa đá nhằm cả bốn mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax.
Bảng 3.47. Mức độ ảnh hưởng của các thông số khảo sát đến hệ số quan hệ
mờ nhằm Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 0,5951 0,4247 0,6328 0,6166 0,6022 0,6565
2 0,5762 0,6614 0,5828 0,5948 0,5917 0,5442
3 0,6411 0,5818 0,5368 0,6158
4 0,5737 0,6756 0,6431 0,5642
Delta 0,0674 0,2509 0,1062 0,0523 0,0105 0,1122
Thứ tự ảnh hưởng 4 1 3 5 6 2
Trị số quan hệ mờ trung bình � = 0,597
102
Hình 3.22. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số đến trị số trung bình quan hệ
mờ khi sửa đá mong muốn Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
ANNOVA tỉ số S/N của hệ số quan hệ mờ trung bình, kết quả thể hiện như trong
Bảng 3.46, Bảng 3.48 và Hình 3.23. Kết quả cho thấy, để đạt đồng thời bốn chỉ tiêu
(Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax) thì chế độ công nghệ sửa đá là:
aedr3/nr4/nnon4/nf3/aedf2/S1, tương ứng với: aedr = 0,025 mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf =
2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph. Dễ thấy rằng, đây chính là mức tối ưu của các thông
số sửa đá khảo sát nhằm cả hai mục tiêu Ramin và Flmin.
Bảng 3.48. Mức độ ảnh hưởng của các thông số khảo sát đến tỉ số S/N của trị
số quan hệ mờ nhằm Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax khi sửa đá
Mức Thông số
aedr nr nnon nf aedf S
1 -6,105 -7,964 -5,247 -5,446 -5,777 -4,99
2 -6,304 -5,377 -5,809 -5,863 -5,751 -6,439
3 -4,732 -5,699 -6,763 -5,257
4 -5,997 -4,562 -5,105 -6,407
Delta 1,571 3,402 1,658 1,15 0,025 1,449
Thứ tự ảnh hưởng 3 1 2 5 6 4
Hình 3.23. Đồ thị các ảnh hưởng chính của tỉ số S/N của trị số trung bình quan hệ mờ
khi sửa đá mong muốn Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
103
3.2.8.3. Tính toán trị số quan hệ mờ và trị số của Ra, Fl, MRR và Tw ứng với mức
hợp lý của các thông sửa đá
Bảng 3.46 cho thấy, lượng chạy dao ảnh hưởng thấp đến trị số quan hệ mờ (1,76%)
nên đưa vào phân tích lỗi của quá trình, kết quả phân tích được thể hiện trong Bảng 3.49.
Bảng 3.49. Mức độ ảnh hưởng của các thông số đến hệ số quan hệ mờ sau khi
đưa S vào phân tích lỗi nhằm cả 4 mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
Thông số DF SS Adj SS MS SS' F C %
aedr 3 0,011694 0,023264 0,007755 0,000408 4,02 0,19
nr 3 0,139212 0,085577 0,028526 0,139212 13,96 65,24
nnon 3 0,02481 0,028327 0,009442 0,02481 3,81 11,63
nf 3 0,019603 0,013312 0,004437 0,019603 2,75 9,19
aedf 1 0,014302 0,005314 0,005314 0,014302 3,8 6,70
(S) (1) (0,003762) -pool- - - - -
Lỗi 1 0,003762 0,003762 0,003762 7,05
Tổng 14 0,213383
100,00
Trị số quan hệ mờ được xác định theo công thức:
��
= �� + �(�̅ − ��)
�
���
= ������������ + ������� + ������������ + ������� + ������������ − 4 ∗ ��
Trong đó, theo Bảng 3.47:
�� là trị số quan hệ mờ trung bình �� = 0,597
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi aedr ở mức 3, ������������ = 0,6411
������� là trị số quan hệ mờ trung bình khi nr ở mức 4, ������� = 0,6756
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi nnon ở mức 4, ������������ = 0,6431
������� là trị số quan hệ mờ trung bình khi nf ở mức 3, ������� = 0,6158
������������ là trị số quan hệ mờ trung bình khi aedf ở mức 2, ������������ = 0,5917
Theo đó, ��
= 0,7793.
Căn cứ vào mức hợp lý của các thông số đầu vào, giá trị của các kết quả đầu ra Ra,
Fi, MRR và Tw dự đoán được xác định theo công thức sau:
(��, ��, ���, T�)�� = ������������ + ������� + ������������ + ������� + ������������ − 4 ∗ ����,��,���,��
Trong đó:
����,��,���,�� là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình của toàn thí nghiệm
������������ là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình khi aedr ở mức 3
������� là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình khi nr ở mức 4
������������ là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình khi nnon ở mức 4
������� là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình khi nf ở mức 3
������������ là trị số Ra hoặc Fl hoặc MRR hoặc Tw trung bình khi aedf ở mức 2
Kết quả tính toán cho từng mục tiêu cụ thể như sau:
���� = 0,365 �
104
���� = 7,13 �
����� = 5,03 ���/�
���� = 29,88 �ℎú�
Để đánh giá độ chính xác của việc tính toán, tiến hành thực nghiệm kiểm chứng
với bộ thông số hợp lý đã tìm được với số lần lặp 2 lần. Bộ thông số thực nghiệm là: aedr
= 0,025 mm; nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph. Kết quả
thực nghiệm và so sánh với kết quả tính toán dự đoán được thể hiện trong Bảng 3.50.
Bảng 3.50. Kết quả so sánh giữa tính toán và thực nghiệm khi tối ưu hóa đồng
thời bốn mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax
Đặc trưng gia công
Thông số hợp lý
Tính toán Thực nghiệm
% sai
lệch aedr3, nr4, nnon4,
nf3, aedf2, S1
aedr3, nr4, nnon4,
nf3, aedf2, S1
Nhám bề mặt Ra (µm) 0,365 0,358 1,92
Dung sai độ phẳng Fl (µm) 7,13 6,68 6,31
Năng suất gia công MRR (mm3/s) 5,03 5,16 3,2
Tuổi bền đá mài Tw (phút) 29,88 31,3 4,85
Giá trị quan hệ mờ 0,7793
Kết quả thực nghiệm cho thấy, sai số lớn nhất so với tính toán là 6,31% ứng với
tính toán dung sai độ phẳng nên phương pháp tính toán hoàn toàn có thể được sử dụng
để dự báo chính xác đồng thời bốn mục tiêu là nhám bề mặt, năng suất gia công, tuổi
bền đá mài và dung sai độ phẳng.
Kết quả chụp cấu trúc bề mặt đá mài sau khi sửa đá ở chế độ hợp lý nhằm cả bốn
mục tiêu Ramin, Flmin, MRRmax và Twmax được thể hiện như Hình 3.24, Hình 3.25 và khi
đá mài hết tuổi bền được thể hiện như Hình 3.26, Hình 3.27. Rõ ràng, khi đá mới được
sửa, vùng diện tích chứa phoi chiếm tỉ lệ cao (vùng màu xanh), các lưỡi cắt được thể
hiện bởi các đỉnh sắc nhọn (màu đỏ). Trong khi mài hết tuổi bền thì vùng chứa phoi
chiếm tỉ lệ rất nhỏ, các lưỡi cắt hầu như đã bị san phẳng.
105
Hình 3.24. Cấu trúc bề mặt đá mài sau khi sửa đá với chế độ: aedr = 0,025 mm, nr= 3
lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph
Hình 3.25. Cắt lớp bề mặt đá mài sau khi sửa đá với chế độ: aedr = 0,025 mm, nr= 3
lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph
106
Hình 3.26. Cấu trúc bề mặt đá mài sau khi mài hết tuổi bền với chế độ sửa đá: aedr =
0,025 mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph
Hình 3.27. Cắt lớp bề mặt đá mài khi mài hết tuổi bền với chế độ sửa đá: aedr = 0,025
mm, nr = 3 lần, nnon = 3 lần, nf = 2 lần, aedf = 0,01 mm, S = 1,6 m/ph
Kết luận Chương 3
1. Ứng dụng phương pháp Taguchi để đánh giá ảnh hưởng của chế độ bôi trơn làm mát
và chế độ cắt đến nhám bề mặt và lực cắt và ảnh hưởng của chế độ sửa đá đến nhám
bề mặt, dung sai độ phẳng, tuổi bền của đá, năng suất gia công khi mài phẳng.
2. Lựa chọn bộ thông số thông số bôi trơn và chế độ cắt khi mài thép 90CrSi bằng đá
mài Hải Dương. Cụ thể là:
107
- Để nhám bề mặt nhỏ nhất thì: nồng độ chất làm mát 4%, lưu lượng 5 l/phút, lượng
chạy dao dọc 6 mm/HT, vận tốc bàn 8 m/phút và chiều sâu cắt 0,01 mm.
- Để lực cắt có trị số nhỏ nhất thì: nồng độ chất làm mát 3%, lưu lượng 15 l/ph, Sd
= 6 mm/HTĐ, VB = 6 m/ph, fd = 0,005 mm. Đây cũng là bộ thông số đầu vào hợp
lý nhằm vừa đạt nhám bề mặt và lực cắt pháp tuyến nhỏ nhất.
3. Lựa chọn bộ thông số công nghệ sửa đá cắt khi mài thép 90CrSi bằng đá mài Hải
Dương. Cụ thể là:
- Để đạt mục tiêu độ nhám bề mặt gia công nhỏ nhất thì: Sửa thô 3 lần với chiều sâu
0,025 mm, sửa tinh 1 lần với chiều sâu 0,005 mm, chạy không ăn dao 3 lần với
cùng lượng chạy dao 1,6 m/ph;
- Để đạt mục tiêu đạt lực cắt pháp tuyến nhỏ nhất thì: Sửa đá thô 2 lần với chiều sâu
0,02 mm, lượng chạy dao 1,8 m/phút, không sửa đá tinh và không thực hiện chạy
không ăn dao;
- Để đạt mục tiêu tuổi bền của đá là cao nhất thì: Sửa đá thô 3 lần với chiều sâu sửa
đá 0,015 mm, lượng chạy dao 1,6 m/phút, không sửa đá tinh và không thực hiện
chạy không ăn dao;
- Để đạt mục tiêu dung sai độ phẳng nhỏ nhất: Sửa đá thô 3 lần với chiều sâu 0,025
mm, sửa đá tinh 1 lần với chiều sâu sửa đá 0,01 mm và chạy không ăn dao 3 lần
với cùng lượng chạy dao sửa đá 1,6 m/phút;
- Để đạt mục tiêu năng suất gia công lớn nhất: Sửa đá thô 1 lần với chiều sâu 0,02
mm với lượng chạy dao sửa đá S = 1,6 m/phút, không sửa đá tinh và không thực
hiện chạy không ăn dao;
- Để đạt đồng thời hai chỉ tiêu Ramin và Flmin hoặc nhằm cả bốn chỉ tiêu Ramin, Flmin,
MRRmax và Twmax thì: Sửa đá thô 3 lần với chiều sâu 0.025 mm, sửa đá tinh 2 lần
với chiều sâu 0,01 mm và chạy không ăn dao 3 lần với cùng lượng chạy dao 1.6
m/ph.
108
CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH ĐƯỜNG KÍNH THAY ĐÁ TỐI ƯU
Như đã phân tích trong Chương 1, một số mô hình tính toán chi phí của gia công
mài phẳng đã được xây dựng và công bố. Các nghiên cứu này đã kể đến ảnh hưởng của
nhiều thông số đến chất lượng bề mặt, năng suất bóc tách và chi phí gia công mài như:
Đường kính đá ban đầu, thời gian gia công, tuổi bền đá mài, số chi tiết mài được trong
một lần sửa đá, chi phí đá mài, chi phí nhân công ... Tuy nhiên, hầu như chưa có các
nghiên cứu về ảnh hưởng của đường kính thay đá tối ưu đến chi phí của nguyên công
mài phẳng. Các mô hình đã được đề xuất hầu hết đều liệt kê các loại chi phí rồi tính toán
chi phí cho gia công mài phẳng. Trong chương này của luận án, tác giả đề xuất một mô
hình tính toán chi phí mài phẳng dựa trên phân tích các thành phần chi phí đối với một
chi tiết gia công. Luận án sẽ khảo sát ảnh hưởng của một số thông số, trong đó có kể
đến cả đường kính thay đá, đến chi phí mài. Qua đó cho phép xác định đường kính đá
tối ưu khi thay nhằm đạt được chi phí nhỏ nhất khi mài phẳng.
4.1. Phân tích chi phí gia công mài phẳng
Qua phân tích tổng hợp các công trình nghiên cứu về chi phí của quá trình mài nói
chung và mài phẳng nói riêng trong chương I, chi phí gia công mài một chi tiết Cp,t
[VNĐ] có thể được xác định bằng tổng của chi phí giờ máy và chi phí đá cho một chi
tiết và được thể hiện theo công thức:
��,� = ��� . ��� + �đ�,� (4.1)
Trong đó: Cmh là chi phí giờ máy bao gồm chi phí nhân công, chi phí dung dịch
trơn nguội và chi phí quản lý [VNĐ/h]; tgc là thời gian gia công mài một chi tiết [h];
Cđm,p là chi phí đá mài cho một chi tiết [VNĐ].
4.1.1. Xác định chi phí đá mài cho một chi tiết gia công
Chi phí đá mài Cđm,p cho một chi tiết gia công có thể xác định theo công thức:
�đ�,� =�đ�
���,� (4.2)
Trong đó: Cđm là giá của một viên đá mài [VNĐ/viên]; nCT,w là số chi tiết mà một
viên đá mài được. nCT,w có thể được xác định theo công thức:
���,� =(�����).���,�
�(�������) (4.3)
Trong đó: D0 là đường kính ban đầu của viên đá mài khi còn mới [mm]; De là
đường kính viên đá mài khi thay [mm]; Wpd là lượng mòn đá mài khi mài hết tuổi bền
[mm]; aed là chiều sâu sửa đá tổng cộng [mm]; nCT,d là số chi tiết mài được sau mỗi lần
sửa đá. nCT,d có thể được xác định theo công thức sau:
���,� =��
�� (4.4)
Trong đó: Tw là tuổi bền đá mài [h]; tc là thời gian cắt khi mài [h].
Khi mài phẳng trên máy mài có bàn máy hình chữ nhật (như minh họa trên Hình
1.2 trong chương I), thời gian cắt khi mài có thể xác định theo công thức sau:
109
�� =��.��.��,���
�����.��.��.��.�� (4.5)
Trong đó: Lc là chiều dài mài tính toán [mm], được xác định theo biểu thức (4.6);
Lw là chiều dài của một chi tiết [mm]; Wc là chiều rộng mài tính toán [mm], được xác
định theo biểu thức (4.7); Ww – Chiều rộng của một chi tiết [mm]; Wgw là chiều rộng
của đá mài [mm]; ae,tot là lượng dư mài [mm]; VB là vận tốc bàn [m/phút]; Sd là lượng
chạy dao dọc [mm/HT]; fd là lượng chạy dao đứng (chiều sâu cắt) [mm/HT]; Nt là số
chi tiết mài trong một lần gá đặt.
�� = ��. �� + (20 ÷ 30) (4.6)
�� = ��� + ��. �� + 5 (4.7)
Trong công thức (4.5) tính tc, các thông số VB, Sd, fd được tính toán như sau [15]:
Vận tốc bàn VB [m/phút] có thể xác định theo độ cứng Rockwell HRC của chi tiết
gia công như sau [15]:
�� = 0,0598. ����,� (4.8)
Với cấp độ nhám bề mặt chi tiết gia công sau khi mài NRa và chiều rộng đá mài
Wgw, lượng chạy dao dọc Sd [mm/HT] có thể được xác định theo công thứ sau [15]:
�� = 46. ����,���/���
�,�� (4.9)
Lượng chạy dao đứng (chiều sâu cắt) fd [mm/HT] có thể được xác định bởi công
thức [15]:
�� = ��,�. ��. ��. �� (4.10)
Trong đó, fd,t [mm/HT] là lượng chạy dao đứng tra bảng được tính toán phụ thuộc
vào vật liệu chi tiết cần gia công và có thể được xác định bởi công thức [15]:
- Khi mài vật liệu gang:
��,� = 3,05. ��,�����,���. ��
��,��� (4.11)
- Khi mài vật liệu thép kết cấu, thép các bon và thép hợp kim:
��,� = 226. �����,��. ��,����,���. ��
��,�� (5.12)
- Khi mài vật liệu gia công là thép bền nhiệt, thép không gỉ và thép dụng cụ:
��,� = 0,649. ��,����,���. ��
��,��� (4.13)
Trong công thức (4.10), c1, c2, c3 là các hệ số. c1 là hệ số phụ thuộc vật liệu gia
công và dung sai yêu cầu của quá trình mài [mm] như sau [15]:
- Với vật liệu gia công là thép các bon kết cấu; thép Cr, Ni, mangan; thép các bon
dụng cụ:
�� = 4,13. ��,��� (4.14)
- Với vật liệu gia công là thép kết cấu vonfram, silic, molipden:
�� = 3,33. ��,��� (4.15)
- Với vật liệu gia công là thép bền nhiệt, thép không gỉ:
�� = 1,87. ��,��� (4.16)
- Với vật liệu gia công là thép hợp kim dụng cụ, thép gió, thép titan:
110
�� = 0,61. ��,��� (4.17)
- Với vật liệu gia công là gang và hợp kim đồng:
�� = 5,92. ��,��� (4.18)
c2 là hệ số phụ thuộc vào đường kính đá khi đang mài Ds [mm] và mật độ xếp phôi
trên bàn máy mài Mp và được xác định theo công thức [15]:
�� = 0,0292. ���,����/��
�,���� (4.19)
c3 là hệ số phụ thuộc vào thời gian làm việc liên tục của máy mài. c3 được xác định
như sau [74]: Với các máy có thời gian làm việc không quá 10 năm c3 = 1; từ 10 đến 20
năm c3 = 0,85; trên 20 năm c3 = 0,7.
4.1.2. Xác định thời gian gia công mài một chi tiết tgc
Trong công thức (4.1), thời gian gia công mài một chi tiết tgc [h] có thể được xác
định theo công thức:
��� = �� + ��� + ��� + ��,� + ���,� (4.20)
Trong đó: tc, tlu, tsp, td,p, tcw,p lần lượt là thời gian cắt khi mài (xác định như công
thức (4.5)), thời gian gá đặt và tháo chi tiết, thời gian mài hết hoa lửa, thời gian sửa đá
cho một chi tiết gia công và thời gian thay đá cho một chi tiết gia công. tsp, td,p, tcw,p có
thể được xác định như sau:
��� = ��. ��/(60000. ��. ��. ��) (4.21)
��,� = ��/60. ���,� (4.22)
���,� = ���/60. ���,� (4.23)
Trong đó: td, tcw lần lượt là thời gian sửa đá và thời gian thay một viên đá [h].
Thay công thức (4.3) vào (4.23) có:
���,� =���.(�������)
��.���,�.(�����) (4.24)
4.2. Khảo sát ảnh hưởng của một số thông số đến chi phí mài phẳng
Trong thực tế sản xuất, có rất nhiều các thông số ảnh hưởng đến chi phí mài. Tuy
nhiên, trong số đó có tám thông số gồm: Đường kính đá mài ban đầu D0, chiều rộng đá
mài Wgw, chiều sâu sửa đá tổng cộng aed, độ cứng Rockwell của phôi HRC, tuổi đá mài
Tw, lượng mòn đá mài Wpd, chi phí giờ máy mài Cmh, và giá của một viên đá mài Cđm
thường bị thay đổi ngay trong quá trình mài hoặc thay đổi cho phù hợp với yêu cầu của
sản phẩm. Các thông số còn lại thường được lựa chọn cố định và phụ thuộc vào yêu cầu
của chi tiết gia công cũng như khả năng công nghệ của máy. Ứng với mỗi bộ giá trị của
tám thông số trên sẽ có một giá trị đường kính thay đá tối ưu nhằm đạt được chi phí mài
một chi tiết nhỏ nhất. Với mục tiêu xác định đường kính thay đá tối ưu để đạt được chi
phí mài phẳng là nhỏ nhất, luận án này lựa chọn tám thông số này để khảo sát ảnh hưởng
đến chi phí mài một chi tiết. Việc khảo sát ảnh hưởng của một thông số đến cho phí mài
một chi tiết được thực hiện bằng cách cho thông số đó thay đổi còn các thông số khác
cố định để xác định sự thay đổi của chi phí mài một chi tiết có kích thước 100 x 60 x 30
111
mm và lượng dư mài tổng cộng ad,tot = 0,1 mm. Điều kiện ban đầu để khảo sát được lựa
chọn như sau:
Đường kính đá ban đầu D0 = 250÷500 mm (đây là khoảng đường kính được sử
dụng phổ biến nhất trên các máy mài vạn năng tại Việt Nam), chiều rộng đá mài Wgw =
20÷50 mm, chi phí máy và con người theo giờ Cmh = 80.000÷350.000 VNĐ/h, giá mua
một viên đá mài là Cgw = 300.000÷1.000.000 VNĐ/viên, tuổi bền của đá mài Tw = 10÷30
phút, lượng mòn của đá sau mỗi lần mài hết tuổi bền Wpd = 0,01÷0,03 mm, chiều sâu
sửa đá tổng cộng aed = 0,1÷0,3 mm.
Áp dụng các điều kiện ban đầu đã lựa chọn vào mô hình tính toán chi phí đã được
xây dựng ở trên để khảo sát ảnh hưởng của từng thông số. Ảnh hưởng của các thông số
khảo sát đến chi phí mài một chi tiết được thể hiện như trên biểu đồ từ Hình 4.1 đến
Hình 4.9.
Hình 4.1. Ảnh hưởng của đường kính đá ban đầu đến chi phí mài một chi tiết
Hình 4.2. Ảnh hưởng của chiều rộng đá đến chi phí mài một chi tiết
18000
18500
19000
19500
20000
200 250 300 350 400 450 500 550Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
Đường kính đá ban đầu D0 (mm)
13000
14000
15000
16000
17000
18000
19000
20000
15 25 35 45 55
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
Chiều rộng đá wgw (mm)
112
Hình 4.3. Ảnh hưởng của chiều sâu sửa đá tổng cộng đến chi phí mài một chi tiết
Hình 4.4. Ảnh hưởng của lượng mòn đá mài đến chi phí mài một chi tiết
Hình 4.5. Ảnh hưởng của độ cứng của phôi đến chi phí mài một chi tiết
13000
14000
15000
16000
17000
18000
19000
20000
0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
13000
14000
15000
16000
17000
18000
19000
20000
0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
Lượng mòn đá mài Wpd (mm)
0
10000
20000
30000
40000
50000
60000
15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
Độ cứng của phôi HRC (HRC)
113
Hình 4.6. Ảnh hưởng của chi phí máy và con người đến chi phí mài một chi tiết
Hình 4.7. Ảnh hưởng của giá thành một viên đá mài đến chi phí mài một chi tiết
Hình 4.8. Ảnh hưởng tuổi bền đá mài đến chi phí mài một chi tiết
0
10000
20000
30000
40000
50000
60000
50000 100000 150000 200000 250000 300000 350000 400000
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(VN
Đ)
Chi phí máy và con người Cmh (VNĐ/h)
12500
13000
13500
14000
14500
15000
5 10 15 20 25 30 35
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(V
NĐ
)
Tuổi bền đá mài Tw (phút)
114
Hình 4.9. Ảnh hưởng của đường kính đá khi thay đến chi phí mài một chi tiết
Có thể nhận thấy, đường kính đá mài khi thay, độ cứng của phôi, chi phí giờ máy,
chiều rộng đá mài và giá một viên đá là những thông số ảnh hưởng chính đến chi phí
mài một chi tiết. Lượng mòn và chiều rộng của đá mài có mức độ ảnh hưởng đến chi
phí mài nhỏ hơn nhiều. Theo mô hình tính toán chi phí mài được đề xuất, hầu hết ảnh
hưởng của các thông số khảo sát là tăng hoặc giảm đơn điệu trong toàn miền tương ứng,
duy nhất đường kính thay đá (Hình 4.9) cho thấy chi phí mài một chi tiết có thể nhận
được trị số cực tiểu. Giá trị đường kính này gọi là đường kính thay đá tối ưu (De,op).
Trong trường hợp này, đường kính thay đá tối ưu là khoảng 460 mm ứng với đường
kính đá ban đầu D0 = 500 mm; là khoảng 360 mm khi đường kính đá ban đầu là D0 =
400 mm và là khoảng 265 mm với đường kính đá ban đầu D0 = 300 mm. Đường kính
thay đá tối ưu này lớn hơn nhiều so với đường kính đá khi thay theo thói quen sử dụng
của nhiều cơ sở sản xuất cơ khí sử dụng máy mài - thường là sát bích kẹp đá (200 mm
đến 250 mm).
Từ các phân tích ở trên, có thể xác định đường kính thay đá tối ưu De,op bằng cách
xác định chi phí mài tối thiểu cho mỗi chi tiết Cp,t. Do đó, hàm chi phí của quá trình mài
phẳng có thể được biểu thị như sau:
�����,� = �(��) (4.25)
Trong đó:
��,��� ≤ �� ≤ ��,��� (4.26)
4.3. Khảo sát ảnh hưởng của một số thông số đến đường kính thay đá tối ưu
4.3.1. Xác định hàm mục tiêu và xây dựng kế hoạch thực hiện
Ở trên, luận án đã khảo sát ảnh hưởng của tám thông số chính đến chi phí mài một
chi tiết. Kết quả chỉ ra, đối với mỗi đường kính đá mài ban đầu tồn tại một giá trị đường
kính thay đá tối ưu cho chi phí mài nhỏ nhất. Tuy nhiên, kết quả này mới chỉ dừng lại ở
10000
12000
14000
16000
18000
20000
22000
24000
26000
28000
30000
150 200 250 300 350 400 450 500 550
Ch
i ph
í mài
mộ
t ch
i tiế
t C
p,t
(V
NĐ
)
Đường kính đá khi thay De (mm)
D0=300 D0=400 D0=500
115
một bộ thông số cố định. Do đó, luận án tiếp tục xây dựng mô hình khảo sát ảnh hưởng
của chúng đến đường kính thay đá tối ưu. Như vậy, hàm của đường kính thay đá tối ưu
có thể được viết như sau:
��,�� = �(��, ���, ���, ���, ��, ���, ���, �đ�) (4.27)
Trong đó:
��,��� ≤ �� ≤ ��,���
���,��� ≤ ��� ≤ ���,���
���,��� ≤ ��� ≤ ���,���
���,��� ≤ ��� ≤ ���,���
������ ≤ ��� ≤ ������
��,��� ≤ �� ≤ ��,���
���,��� ≤ ��� ≤ ���,���
�đ�,��� ≤ �đ� ≤ �đ�,���
Bảng 4.1. Phạm vi khảo sát các thông số đến đường kính thay đá tối ưu
Thông số Ký hiệu Đơn vị Mức thấp Mức cao
Đường kính đá ban đầu D0 mm 250 500
Chiều rộng đá mài Wgw mm 20 50
Chiều sâu sửa đá tổng cộng aed mm 0,1 0,2
Độ cứng của phôi HRC HRC 20 65
Tuổi bền đá mài Tw Phút 10 30
Lượng mòn của đá mài Wpd mm 0,01 0,03
Chi phí giờ máy Cmh VNĐ/h 100.000 300.000
Giá thành của một viên đá mài Cđm VNĐ/viên. 300.000 1.000.000
Bảng 4.2. Kế hoạch thí nghiệm sàng lọc theo D0, Wgw, aed, HRC, Tw, Wpd, Cmh,
Cđm đến De,op
StdOrder RunOrder CenterPt Blocks D0 Wgw aed HRC Tw Wpd Cmh Cđm De,op
97 1 1 1 250 20 0,1 20 10 0,03 15 15 231,75
82 2 1 1 500 20 0,1 20 30 0,01 15 50 474,52
51 3 1 1 250 50 0,1 20 30 0,03 5 50 220,16
89 4 1 1 250 20 0,1 65 30 0,01 15 50 232,38
108 5 1 1 500 50 0,1 65 10 0,03 15 50 459,16
104 6 1 1 500 50 0,2 20 10 0,03 15 50 447,25
… … … … … … … … … … … … …
7 126 1 1 250 50 0,2 20 10 0,01 5 15 217,09
54 127 1 1 500 20 0,2 20 30 0,03 5 15 465,51
9 128 1 1 250 20 0,1 65 10 0,01 5 50 210,3
Để xác định đường kính thay đá tối ưu, một thiết kế thử nghiệm sàng lọc riêng
phần 2(k-1), trong đó k là số thông số khảo sát đã được thiết lập. Phạm vi khảo sát của
116
tám thông số được thể hiện như trong Bảng 4.1. Đây là các khoảng giá trị thường được
sử dụng nhiều trong thực tế sản xuất cũng như các công bố trước đây.
Phần mềm Minitab®18 được chọn để xây dựng kế hoạch thí nghiệm và phân tích
số liệu khi sử dụng dạng thiết kế thí nghiệm toàn phần 2 mức. Kết quả xác lập kế hoạch
sàng lọc, tính toán xác định đường kính thay đá tối ưu De,op theo các mức tương ứng với
bộ thông số của ma trận thí nghiệm được thể hiện trong Bảng 4.2.
4.3.2. Đánh giá các ảnh hưởng của các thông số
4.3.2.1. Đánh giá các ảnh hưởng của thông số khảo sát đến De,op
Xác định các thông số ảnh hưởng chính
Các thông số khảo sát ảnh hưởng chính đến đường kính thay đá tối ưu được xác
định một cách định tính thông qua đồ thị các ảnh hưởng chính. Đồ thị ảnh hưởng của
mỗi thông số khảo sát được vẽ độc lập trên một biểu đồ chung (Hình 4.10).
Hình 4.10. Đồ thị các ảnh hưởng chính của các thông số khảo sát đến De,op
Trên Hình 4.10, tám đồ thị ảnh hưởng của tám biến được vẽ trong tám ô độc lập
nhau. Dễ dàng nhận thấy, khi D0 thay đổi từ 250 (giá trị mã hóa là 1) đến 500 (giá trị
mã hóa là +1), hàm mục tiêu De,op thay đổi từ 223,023 đến 460,192. Độ dốc của đồ thị
này là (460,192 – 223,023)/2 = 118,5845. Tương tự, độ dốc của De,op khi Wgw, aed, HRC,
Tw, Wpd, Cmh và Cđm thay đổi lần lượt là: (341,607 – 341,607)/2 = 0; (346,062 –
337,153)/2 = 4,4545; (341,607 – 341,607)/2 = 0; (347,802 – 335,412)/2 = 6,195;
(342,523 – 340,691)/2 = 0,916; (348,496 – 334,718)/2 = 6,889; (349,14 – 334,075)/2 =
7,5325. So sánh định tính cho thấy, độ dốc đồ thị ảnh hưởng của D0 là lớn nhất. Nghĩa
là đường kính ban đầu của đá mài ảnh hưởng lớn nhất đến đường kính thay đá tối ưu,
kế tiếp là Cđm, Cmh, Tw, aed, Wpd, cuối cùng là Wgw và HRC ảnh hưởng thấp vì độ dốc
của đồ thị này có giá trị 0.
Một cách khác để đánh giá ảnh hưởng của các thông số khảo sát đến đường kính
thay đá tối ưu là xem xét biểu đồ các ảnh hưởng được chuẩn hóa (Hình 4.11 hoặc biểu
đồ các ảnh hưởng Pareto (Hình 4.12).
Biểu đồ Hình 4.11 được vẽ cho hàm mục tiêu De,op với mức ý nghĩa α = 0,05. Các
thông số có ảnh hưởng đáng kể được biểu diễn qua các điểm hình vuông. Các thông số
và tương tác bao gồm: D0, aed, Tw, Wpd, Cmh, Cđm, D0*aed, D0*Tw, D0*Wpd, D0*Cmh,
117
D0*Cđm, aed*Tw, aed*Wpd, aed*Cmh, aed*Cđm, Tw*Cmh, Tw*Cđm, Wpd*Cđm và Cmh*Cđm.
Theo đó, đường kính ban đầu của đá D0 có ảnh hưởng mạnh nhất, tiếp theo là Cđm, Cmh,
Tw, aed, Cmh*Cđm, D0*Cđm, D0*Cmh, D0*Tw, Tw*Cđm, Tw*Cmh, D0*aed, Wpd, aed*Cđm,
aed*Cmh, aed*Tw, D0*Wpd, Wpd*Cđm và cuối cùng là aed*Wpd.
Hình 4.11. Biểu đồ thị ảnh hưởng chuẩn hóa thể hiện ảnh hưởng của các thông số
khảo sát đến đường kính thay đá tối ưu
Hình 4.12. Đồ thị Pareto của các yếu tố ảnh hưởng thể hiện ảnh hưởng của các thông
số khảo sát đến đường kính thay đá tối ưu
Trên biểu đồ Hình 4.12, các giá trị ảnh hưởng (đã chuẩn hóa) được biểu diễn dưới
dạng các thanh nằm ngang. Với mức ý nghĩa α = 0,05 thì đường giới hạn có hoành độ
2,0 trên biểu đồ. Đồ thị cho thấy thứ tự ảnh hưởng của các thông số và tương tác từ cao
đến thấp [3] là: D0, Cgw, Cmh, Tw, aed, Cmh*Cđm, D0*Cđm, D0*Cmh, D0*Tw, Tw*Cđm,
118
Tw*Cmh, D0*aed, Wpd, aed*Cđm, aed*Cmh, aed*Tw, D0*Wpd, Wpd*Cđm và cuối cùng là
aed*Wpd.
Ảnh hưởng tương tác giữa các thông số.
Hình 4.13. Đồ thị các ảnh hưởng tương tác của các thông số khảo sát đến đường kính
thay đá tối ưu.
Ảnh hưởng tương tác bậc 2 của các thông số khảo sát đến đường kính thay đá tối
ưu được thể hiện như trên Hình 4.13. Rõ ràng chỉ có Cmh*Cđm, D0*Cđm, D0*Cmh, D0*Tw,
Tw*Cđm, Tw*Cmh, D0*aed, aed*Cđm, aed*Cmh, aed*Tw, D0*Wpd, Wpd*Cđm và aed*Wpd là có
ảnh hưởng tương tác đáng kể đến đường kính thay đá tối ưu.
4.3.2.2. Phân tích hồi quy - phương sai
Mô hình hồi quy
Ở trên mới chỉ xác định được ảnh hưởng của các thông số khảo sát và tương tác
bậc hai đến đường kính thay đá tối ưu một cách định tính. Để xác định một cách định
lượng ảnh hưởng của các thông số cũng như tương tác giữa chúng, luận án tiếp tục sử
dụng phần mềm Minatab nhằm đưa ra phương trình hồi quy.
Bảng 4.3 thể hiện thông tin mã hóa mô hình hồi quy sau khi loại bỏ các thông số và
tương tác ảnh hưởng không đáng kể đến đường kính thay đá tối ưu, với mức độ phù hợp
là 99,99%.
Từ đó, phương trình hồi quy thể hiện quan hệ giữa De,op và các thông số, tương tác
ảnh hưởng đáng kẻ ở dạng không mã hóa có thể được viết như sau:
De,op = –1,29 + 0,95384D0 – 67,02aed + 0,0045Tw – 51,1Wpd – 1,2.10-5Cmh
– 1,7.10-5Cđm – 0,1522D0*aed + 0,001055D0*Tw – 0,1560D0*Wpd
+ 1,175.10-7D0*Cmh – 3,67.10-8D0*Cđm + 1,436aed*Tw
+ 344 aed*Wpd + 0,000159aed*Cmh – 5.10-5aed*Cđm – 1,1.10-6Tw*Cmh
+ 3,487.10-7 Tw*Cđm – 5,2.10-5Wpd*Cđm + 5,47.10-11Cmh*Cđm (4.28)
119
Bảng 4.3. Thông tin mô hình hồi quy sau khi loại bỏ các yếu tố và tương tác có
ảnh hưởng yếu đến De,op.
Thông số Effect Coef SE Coef T-Value P-Value VIF
Constant 341,607 0,082 4176,95 0,000
D0 237,169 118,584 0,082 1449,97 0,000 1,00
aed -8,9088 -4,4544 0,0818 -54,47 0,000 1,00
Tw 12,3900 6,1950 0,0818 75,75 0,000 1,00
Wpd -1,8319 -0,9159 0,0818 -11,20 0,000 1,00
Cmh 13,7781 6,8891 0,0818 84,23 0,000 1,00
Cđm -15,0650 -7,5325 0,0818 -92,10 0,000 1,00
D0*aed -1,9019 -0,9509 0,0818 -11,63 0,000 1,00
D0*Tw 2,6369 1,3184 0,0818 16,12 0,000 1,00
D0*Wpd -0,3900 -0,1950 0,0818 -2,38 0,019 1,00
D0*Cmh 2,9375 1,4688 0,0818 17,96 0,000 1,00
D0*Cđm -3,2056 -1,6028 0,0818 -19,60 0,000 1,00
aed*Tw 1,4356 0,7178 0,0818 8,78 0,000 1,00
aed*Wpd 0,3437 0,1719 0,0818 2,10 0,038 1,00
aed*Cmh 1,5913 0,7956 0,0818 9,73 0,000 1,00
aed*Cđm -1,7456 -0,8728 0,0818 -10,67 0,000 1,00
Tw*Cmh -2,2250 -1,1125 0,0818 -13,60 0,000 1,00
Tw*Cđm 2,4406 1,2203 0,0818 14,92 0,000 1,00
Wpd*Cđm -0,3613 -0,1806 0,0818 -2,21 0,029 1,00
Cmh*Cđm 3,8287 1,9144 0,0818 23,41 0,000 1,00
Mức độ phù hợp của mô hình
S R-sq R-sq(adj) R-sq(pred)
0,925279 99,99% 99,99% 99,99%
Phân tích phương sai
Nhằm đánh giá các hệ số của phương trình hồi quy (4.28), luận án sử dụng phân
tích phương sai (ANNOVA) bằng phần mềm Minitab. Kết quả phân tích được thể hiện
trong Bảng 4.4. Giá trị p-Value của các thông số và các ảnh hưởng chính là rất nhỏ (đều
nhỏ hơn 0,038). Điều này chứng tỏ các hệ số của phương trình (4.28) đều có ý nghĩa
thống kê. Nói cách khác, các ảnh hưởng chính và các ảnh hưởng tương tác đều đáng kể.
120
Bảng 4.4. Bảng phân tích phương sai của mô hình hồi quy De,op
Thông số DF SS Adj MS F-Value P-Value
Model 19 1822884 95941 112062,50 0,000
Linear 6 1820865 303478 354471,61 0,000
D0 1 1799969 1799969 2102421,56 0,000
aed 1 2540 2540 2966,46 0,000
Tw 1 4912 4912 5737,83 0,000
Wpd 1 107 107 125,43 0,000
Cmh 1 6075 6075 7095,53 0,000
Cđm 1 7263 7263 8482,88 0,000
2-Way Interactions 13 2019 155 181,37 0,000
D0*aed 1 116 116 135,20 0,000
D0*Tw 1 222 222 259,89 0,000
D0*Wpd 1 5 5 5,69 0,019
D0*Cmh 1 276 276 322,52 0,000
D0*Cđm 1 329 329 384,09 0,000
aed*Tw 1 66 66 77,03 0,000
aed*Wpd 1 4 4 4,42 0,038
aed*Cmh 1 81 81 94,64 0,000
aed*Cđm 1 98 98 113,90 0,000
Tw*Cmh 1 158 158 185,04 0,000
Tw*Cđm 1 191 191 222,64 0,000
Wpd*Cđm 1 4 4 4,88 0,029
Cmh*Cđm 1 469 469 547,92 0,000
Lỗi 108 92 1
Tổng 127 1822976
Mức độ phù hợp của mô hình
S R-sq R-sq(adj) R-sq(pred)
0,925279 99,99% 99,99% 99,99%
4.4. Kiểm chứng mô hình xác định đường kính thay đá tối ưu bằng thực nghiệm
Trong phần 4.3, luận án đã xác định được mô hình hồi quy (4.28) thể hiện mối
quan hệ giữa đường kính thay đá tối ưu với sáu thông số và tương tác giữa chúng.
Sử dụng mô hình hồi quy (4.28) tính toán đường kính thay đá tối ưu với điều kiện
thực tế theo kinh nghiệm đang được áp dụng tại Doanh nghiệp Tư nhân cơ khí chính
xác Thái Hà, với các thông số đầu vào cố định như sau: Đường kính đá ban đầu là D0 =
300 mm, chiều rộng đá mài Wgw = 30 mm, phôi có kích thước (mm) là 100 x 60 x 30,
chi phí máy và nhân công theo giờ Cm,h = 87.500 VNĐ/h, lượng dư tổng cộng ad,tot = 0,1
121
mm, giá một viên đá mài là Cđm = 350.000 VNĐ/viên, tuổi bền của đá mài Tw = 20 phút,
lượng mòn của đá sau mỗi lần mài hết tuổi bền Wpd = 0,02 mm, chiều sâu sửa đá tổng
cộng aed = 0,15 mm. Theo đó:
De,op = –1,29 + 0,95384*300 – 67,02*0,1 + 0,0045*20 – 51,1*0,02 - 1,2.10-5 *87.500
–1,7.10-5*350.000 – 0,1522*300*0,1 + 0,001055*300*20 – 0,1560*300*0,02
+ 1,175.10-7*300*87.500 – 3,67.10-8*300*350.000 + 1,436*0,1*20
+ 344*0,1*0,02 + 0,000159*0,1*87.500 – 5.10-5*0,1*350.000 – 1,1.10-
6*20*100.000
+ 3,487.10-7*20*350.000 – 5,2.10-5*0,02*350.000 + 5,47.10-11*87.500*350.000
= 270,17 mm
So với đường kính thay đá theo thói quen sử dụng ở Doanh nghiệp – thường thay
đá mài khi mòn đến sát mặt bích thì đường kính thay đá tối ưu theo mô hình (4.28) lớn
hơn rất nhiều. Trong mô hình tính toán đường kính thay đá tối ưu (4.28), luận án mới
chỉ liệt kê các yếu tố ảnh hưởng chính. Vì vậy, trong chương này, luận án sẽ xác định
đường kính thay đá tối ưu bằng thực nghiệm nhằm đạt chi phí mài nhỏ nhất trong điều
kiện đang được áp dụng tại Doanh nghiệp Tư nhân cơ khí chính xác Thái Hà nhằm kiểm
chứng mức độ chính xác của mô hình. Qua đó, xác định được lượng giảm chi phí mài
khi thay đá ở đường kính thay đá tối ưu so với thói quen đang thực hiện.
4.4.1. Điều kiện thực nghiệm
- Các thông số đầu vào ảnh hưởng chính trong xây dựng mô hình lý thuyết (4.28)
được xác lập như trên.
- Chế độ sửa đá hiện đang sử dụng theo kinh nghiệm: Tổng chiều sâu sửa đá
0,15eda mm; sửa đá thô 2 lượt với chiều sâu sửa đá 1 0,03eda mm; 3 lượt với chiều sâu
sửa đá 2 0,02eda mm; 3 lượt với chiều sâu sửa đá 3 0,01eda mm; lượng chạy dao dọc sửa
đá S = 1,6 m/ph.
- Chế độ trơn nguội theo kinh nghiệm: Tưới tràn sử dụng dung dịch Caltex
Aquatext 3180 có nồng độ 2% và lưu lượng 10 lít/phút.
- Chế độ mài: Số vòng quay của trục mang đá n = 1700 vg/ph = const; vận tốc dịch
chuyển bàn máy 10BV m/ph; lượng chạy dao dọc 8dS mm/HT; chiều sâu cắt 0,02df
mm.
4.4.2. Cách thức tiến hành thí nghiệm
Để xác định chi phí mài một chi tiết cần xác định được năng suất và tuổi bền của
đá. Thí nghiệm được thực hiện như sau: Tiến hành mài các chi tiết tại 8 giá trị đường
kính đá mài khi thay 290, 280, 270, 260, 250, 240, 230 và 220. Với mỗi đường
kính đá, phôi thí nghiệm được mài với thời gian mài lâu hơn tuổi bền thực tế của đá.
Thời điểm đá mài được xác định là hết tuổi bền là thời điểm mà lực cắt chính Fy tăng
đột ngột so với các chu kỳ mài trước. Ngoài thời gian mài, tuổi bền của đá, năng suất
bóc tách (xác định bằng thể tích kim loại bóc tách được), thời gian sửa đá, thời gian gá
122
lắp (gồm thời gian gá đặt và thời gian tháo) chi tiết cũng được xác định thực tế thông
qua quá trình thực hiện thí nghiệm này.
Với mỗi giá trị đường kính thay đá, thí nghiệm được tiến hành lặp lại ba lần. Giá
trị của các thông số: Thời gian mài, tuổi bền của đá, năng suất bóc tách được lấy bằng
giá trị trung bình của 3 lần đo và được biểu diễn trong Bảng 4.5. Riêng thời sửa đá và
thời gian gá đặt được lấy bằng giá trị trung bình của tất cả các lần đo. Giá trị trung bình
của thời gian sửa đá được xác định là 2,87dt ph và thời gian gá đặt là 2,85lut ph.
Bảng 4.5. Kết quả thí nghiệm năng suất khi mài
Đường kính thay đá
(mm)
Thời gian mài
(phút/lần sửa đá)
Tuổi bền của đá
(phút)
Năng suất gia công
(mm3/ph)
290 24,5 23,9 335,2
280 21,7 20,7 298,1
270 21,5 20,6 265,3
260 19,5 18,9 245,9
250 19 15,1 205,9
240 17,3 14,8 184,4
230 14,9 14,5 174,8
220 14,4 9,6 153,7
4.4.3. Kết quả thực nghiệm
Từ kết quả thí nghiệm, ảnh hưởng của đường kính đá mài khi thay, tuổi bền của
đá, năng suất gia công, thời gian mài đến chi phí mài một chi tiết đã được làm rõ. Từ
Bảng 4.5, số chi tiết mài được trong một lần sửa đá, thời gian mài trung bình một chi
tiết, tổng số lần sửa đá, thời gian sửa đá cho một chi tiết, tổng số chi tiết mài được, số
viên đá mài cần thiết, thời gian thay đá một chi, chi phí máy một chi tiết, chi phí đá một
chi tiết và chi phí mài một chi tiết đã được tính toán và thể hiện trong Bảng 4.6. Với một
viên đá mài có đường kính ban đầu D0 = 300mm, nếu thay đá ở đường kính nhỏ nhất
De,min = 220mm thì mài được 2136 chi tiết. Đây là số chi tiết mài làm cơ sở để tính toán
số viên đá mài phải tiêu hao nếu thay đá ở đường kính lớn hơn. Từ Bảng 4.6, mối quan
hệ giữa đường kính thay đá với tuổi bền của đá, năng suất gia công, thời gian mài trung
bình và đặc biệt là với chi phí mài được thể hiện lần lượt trên các Hình 4.14, Hình 4.15,
Hình 4.16 và Hình 4.17.
Hình 4.14 cho thấy, đường kính đá khi thay càng lớn thì tuổi bền của đá càng lớn.
Nếu đường kính đá khi thay là 260 mm thì tuổi bền của đá là 18,9 phút. Trong khi đó
nếu đường kính đá khi thay là 220 mm thì tuổi bền của đá chỉ còn 9,6 phút. Nghĩa là
thay đá mài ở đường kính càng lớn thì tuổi bền của đá mài càng cao, do đó mài được
càng nhiều chi tiết mới phải sửa.
Hình 4.15 cho thấy, đường kính đá khi thay càng lớn thì năng suất gia công càng
lớn. Nếu đường kính đá khi thay là 220 (mm) thì năng suất gia công chỉ 153,7 (mm3/ph)
123
trong khi đó nếu thay đá khi đường kính là 260 (mm) thì năng suất gia công là 245,9
(mm3/ph). Do đó, thời gian mài một chi tiết sẽ giảm khi tăng đường kính khi thay đá,
như thể hiện trên Hình 4.16.
Hình 4.17 cho thấy ảnh hưởng của đường kính khi thay của đá đến chi phí mài một
chi tiết. Đặc biệt kết quả thực nghiệm cũng cho thấy, tồn tại một giá trị đường kính thay
đá mà ứng với giá trị đó chi phí mài là nhỏ nhất, kết quả này phù hợp với các phân tích
lý thuyết ở trên (Hình 4.9). Với thực nghiệm đường kính đá mài ban đầu D0 = 300mm,
giá trị tối ưu này xấp xỉ 265 mm. Do đó, có thể lấy đường kính khi thay đá tối ưu khi
mài phẳng ứng với các điều kiện thí nghiệm đã xét là 265 mm. Kết quả này sai khác
1,95% so với tính toán theo lý thuyết (270,17%).
Trên thực tế, theo thói quen sử dụng đá mài tại các cơ sở sản xuất cơ khí, đá mài
thường chỉ thay khi không thể mài được nữa (đá mài sát đến bích lắp đá). Với trường
hợp thực nghiệm đã nêu, đá mài có đường kính ban đầu D0 = 300mm, đường kính bích
đá là 200 mm thì đường kính khi thay thường chọn là De,min = 220 mm. Trong khi đó,
giá trị đường kính tối ưu khi thay đá như đã xác định bằng thực nghiệm ở trên De,op =
265 mm. Với hai giá trị này, kết quả tính toán hiệu quả của việc sử dụng đường kính
thay đá tối ưu (De,op = 265 mm) so với thay đá theo đường kính thay đá theo thói quen
sử dụng (De,min = 220 mm) được thể hiện trong Bảng 4.7. Kết quả cho thấy, sử dụng thay
đá theo đường kính tối ưu làm tăng tốc độ bóc tách 40,98%, tăng tuổi bền của đá 52,47%,
giảm thời gian mài chi tiết 22,38% và cuối cùng dẫn đến giảm chi phí mài một chi tiết
14,14%.
Bảng 4.6. Kết quả tính toán chi phí mài cho mỗi chi tiết
Đường
kính
thay
đá
(mm)
Số chi
tiết mài
được
trong 1
lần sửa
đá
Thời
gian mài
trung
bình 1 ct
(ph)
Tổng
số
lần
sửa
đá
Thời
gian
sửa đá
1 chi
tiết
(ph)
Tổng
số chi
tiết
mài
được
Số
viên
đá mài
cần
thiết
Thời
gian
thay đá
1 chi tiết
(ph)
Chi phí
máy 1
chi tiết
(VNĐ/ct)
Chi phí
đá 1 chi
tiết
(VNĐ/ct)
Chi phí
mài chi
tiết
(VNĐ/ct)
290 14 1,79 33 0,19 462 4,5 0,26 5066,82 3030,30 8097,12
280 13 1,90 67 0,24 871 2,5 0,08 5051,80 1004,59 6056,39
270 12 2,02 100 0,28 1200 1,8 0,04 5169,43 525,00 5694,43
260 11 2,13 133 0,33 1463 1,5 0,03 5317,93 358,85 5676,78
250 10 2,28 167 0,40 1670 1,3 0,02 5552,22 272,46 5824,67
240 9 2,45 200 0,49 1800 1,2 0,02 5812,61 233,33 6045,94
230 8 2,59 233 0,61 1864 1,1 0,02 6073,62 206,55 6280,16
220 8 2,86 267 0,71 2136 1 0,01 6462,23 163,86 6626,09
124
Hình 4.14. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và tuổi bền của đá
Hình 4.15. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và năng suất gia công
Hình 4.16. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và thời gian mài một chi tiết
0
5
10
15
20
25
30
200 220 240 260 280 300T
uổ
i b
ền c
ủa
đá
(p
h)
Đường kính đá khi thay (mm)
100
150
200
250
300
350
200 220 240 260 280 300
Năn
g su
ất g
ia c
ông
(mm
3/p
h)
Đường kính đá khi thay (mm)
1.5
1.75
2
2.25
2.5
2.75
3
200 220 240 260 280 300
Th
ời
gian
mà
i tr
un
g b
ình
(p
h/c
t)
Đường kính đá khi thay (mm)
125
Hình 4.17. Quan hệ giữa đường kính đá khi thay và chi phí mài
Bảng 4.7. Hiệu quả của sử dụng đường kính thay đá tối ưu
Đường kính thay đá
(mm)
Tốc độ bóc tách
(mm3/ph)
Tuổi bền của đá
(ph)
Thời gian mài 1 ct
(ph/ct)
Chi phí mài
(VNĐ/ct)
265 260,4 20,2 2,22 5688,98
220 153,7 9,6 2,86 6626,09
Chênh lệch (%) 40,98 52,47 22,38 14,14
4.5. Áp dụng mô hình thay đá tối ưu với chế độ sửa đá và chế độ trơn nguội tối ưu
Các thông số ban đầu được xác lập: Đường kính đá ban đầu là D0 = 300 mm, chiều
dày đá Wgw = 30 mm, phôi có kích thước (mm) là 100 x 60 x 30, chi phí máy và nhân
công theo giờ Cm,h = 87.500 VNĐ/h, lượng dư tổng cộng ad,tot = 0,1 mm, giá một viên
đá mài là Cđm = 350.000 VNĐ/viên, lượng mòn của đá sau mỗi lần mài hết tuổi bền Wpd
= 0,02 mm.
Chế độ sửa đá tối ưu nhằm đạt năng suất gia công lớn nhất được xác định trong
chương 4 (Sửa đá một lần với chiều sâu sửa đá là 0,02 mm, lượng chạy dao 1,6 m/ph)
kết hợp chế độ trơn nguội tối ưu được xác định trong chương 3 (Nồng độ 3%, lưu lượng
15 lít/phút).
Thực nghiệm thay đá ở đường kính De,op = 265 mm nhận được tuổi bền và năng
suất bóc tách lần lượt là 18,2 phút và 297,68 mm3/phút. Kết quả tính toán chi phí mài
một chi tiết khi thay đá ở đường kính thay đá tối ưu (De,op = 265 mm) so với chi phí mài
đang được áp dụng theo kinh nghiệm được thể hiện trong Bảng 4.8.
Như vậy, nếu áp dụng chế độ sửa đá tối ưu, chế độ trơn nguội tối ưu và thay đá ở
đường kính tối ưu thì năng suất bóc tách tăng 49,53%, tuổi bền đá tăng 51,52%, thời
gian mài giảm 22,35%, chi phí mài giảm 24,07% và chi phí mài giảm 9,93% so với chỉ
áp dụng đường kính thay đá tối ưu (14,14%).
5000.00
5500.00
6000.00
6500.00
7000.00
7500.00
8000.00
8500.00
210 230 250 270 290 310C
hi
ph
í m
ài
(VN
Đ/c
t)Đường kính đá khi thay (mm)
126
Bảng 4.8. Hiệu quả của sử dụng đường kính thay đá, chế độ trơn nguội, chế
độ sửa đá tối ưu
Đường kính thay đá
(mm)
Tốc độ bóc tách
(mm3/ph)
Tuổi bền của đá
(ph)
Thời gian mài 1 ct
(ph/ct)
Chi phí mài
(VNĐ/ct)
265* 297,68 18,2 2,01 5031,36
220 153,7 9,6 2,86 6626,09
Chênh lệch (%) 49,53 51,52 22,35 24,07
(*) Áp dụng đồng thời thay đá, chế độ sửa đá và trơn nguội tối ưu.
Kết luận Chương 4.
1. Đã phân tích được chi phí mài một chi tiết, đồng thời khảo sát được ảnh hưởng của
tám thông số (đường kính đá ban đầu D0, chiều rộng đá mài Wgw, chiều sâu sửa đá
tổng cộng aed, độ cứng Rockwell HRC của phôi, tuổi bền của đá mài Tw, lượng mòn
của đá Wpd, chi phí giờ máy Cmh và giá của một viên đá mài Cđm) đến chi phí mài.
2. Đã phân tích, khảo sát được ảnh hưởng của tám thông số kể trên và tương tác giữa
chúng đến đường kính thay đá tối ưu để nhận được chi phí mài nhỏ nhất. Kết quả
phân tích cho thấy, đường kính đá ban đầu D0 là thông số có mức ảnh hưởng lớn
nhất, trong khi đó, độ cứng Rockwell HRC và chiều rộng đá mài ảnh hưởng không
đáng kể đến đường kính thay đá tối ưu.
3. Trên cơ sở phân tích định lượng, đã xây dựng được mô hình hồi quy tính toán đường
kính thay đá tối ưu với độ tin cậy 99,99%:
De,op = –1,29 + 0,95384D0 – 67,02aed + 0,0045Tw – 51,1Wpd – 1,2.10-5Cmh
– 1,7.10-5Cđm – 0,1522D0*aed + 0,001055D0*Tw – 0,1560D0*Wpd
+ 1,175.10-7D0*Cmh – 3,67.10-8D0*Cđm + 1,436aed*Tw + 344 aed*Wpd
+ 0,000159aed*Cmh – 5.10-5aed*Cđm – 1,1.10-6Tw*Cmh
+ 3,487.10-7 Tw*Cđm – 5,2.10-5Wpd*Cđm + 5,47.10-11Cmh*Cđm
4. Kết quả thực nghiệm cho thấy, mô hình tính toán trị số đường kính thay đá tối ưu
được đề xuất trong chương 2 là phù hợp. Thực nghiệm cho thấy, đường kính thay
đá tối ưu là 265 mm, sai lệch rất nhỏ (1,95%) so với đường kính thay đá tối ưu được
tính toán bằng lý thuyết (270,17 mm).
5. So với kinh nghiệm sản xuất thực, khi áp dụng mô hình thay đá ở đường kính tối ưu
làm năng suất gia công tăng 40,98%, tăng tuổi bền của đá 52,47%, làm giảm thời
gian mài chi tiết đi 22,38% và cuối cùng dẫn đến giảm chi phí mài một chi tiết
14,14% so với thay đá theo thói quen sử dụng.
6. Nếu kết hợp đồng thời thay đá đường kính thay đá tối ưu, chế độ bôi trơn làm mát
và chế độ sửa đá tối ưu làm năng suất gia công tăng 49,53%, tuổi bền đá tăng
51,52%, thời gian mài một chi tiết giảm 22,35% và giảm chi phí mài 24,07%.
127
KẾT LUẬN CHUNG VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO
1. Kết luận chung
1. Luận án đã đề xuất mô hình xác định chi phí mài phẳng để tính toán đường kính
thay đá tối ưu nhằm đạt được chi phí thấp nhất bằng lý thuyết và kiểm chứng thực
nghiệm;
2. Luận án đã đánh giá ảnh hưởng của chế độ bôi trơn làm mát và chế độ cắt khi mài
phẳng để lựa chọn bộ thông số hợp lý khi mài tinh trên đối tượng thực nghiệm là
thép 90CrSi bằng đá mài Hải Dương;
3. Luận án đã đánh giá ảnh hưởng của chế độ công nghệ sửa đá khi mài phẳng để lựa
chọn bộ thông số hợp lý khi mài tinh trên đối tượng thực nghiệm là thép 90CrSi
bằng đá mài Hải Dương.
2. Hướng nghiên cứu tiếp theo
Mặc dù nghiên cứu này đã đưa ra được một số giải pháp để nâng cao hiệu quả quá
trình mài phẳng nhưng vẫn cần tiếp tục nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ bôi trơn làm mát, chế độ cắt và chế độ sửa đá đến cơ, lý tính của lớp bề mặt sau mài. Thêm vào đó, cần thiết phải nghiên cứu nâng cao hiệu quả khi mài bằng đá mài CBN.
128
DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN
1. Vu Ngoc Pi, Luu Anh Tung, Le Xuan Hung and Banh Tien Long, “Cost
Optimization of Surface Grinding Process” Journal of Environmental Science and
Engineering A 5 (2016), pp. 606-611.
2. Vu Ngoc Pi, Luu Anh Tung, Le Xuan Hung and Nguyen Van Ngoc, “Experimental
Determination of Optimum Exchanged Diameter in Surface Grinding Process”,
Journal of Environmental Science and Engineering A 6 (2017), pp. 85-89.
3. Vu Ngoc Pi, Luu Anh Tung, Tran Thi Hong, Nguyen Thi Thanh Nga, Le Xuan
Hung, Banh Tien Long, “An optimization of exchanged grinding wheel diameter
when surface grinding alloy tool steel 9CrSi”, materials Today: Proceedings, The
9th International Conference of Materials Processing and Characterization,
ICMPC-2019 Science Direct, Volume 18, Part 7, pp. 2225-2233, ScienceDirect,
Scopus, 2019.
4. Thi-Hong Tran, Anh-Tung Luu, Quoc-Tuan Nguyen, Hong-Ky Le, Anh-Tuan
Nguyen, Tien-Dung Hoang, Xuan-Hung Le, Tien-Long Banh and Ngoc-Pi Vu,
“Optimization of Replaced Grinding Wheel Diameter for Surface Grinding Based
on a Cost Analysis”, Metals, 2019, pp.448, SCIE.
5. Luu Anh Tung, Vu Ngoc Pi, Do Thi Thu Ha, Le Xuan Hung and Tien Long Banh,
“A Study on Optimization of Surface Roughness in Surface Grinding 9CrSi Tool
Steel by Using Taguchi Method”, International Conference on Engineering
Research and Applications 1-2 December, Thai Nguyen, Vietnam, pp. 100-108,
2018, Scopus.
6. Luu Anh Tung, Vu Ngoc Pi, Vu Thi Lien, Tran Thi Hong, Le Xuan Hung, Banh
Tien Long, “Optimization of Dressing Parameters of Grinding Wheel for 9CrSi
tool Steel using the Taguchi Method with Grey Relational Analysis”, Materials
Science and Engineering, 635, pp. 12030, 2019, Scopus.
129
TÀI LIỆU THAM KHẢO
Tài liệu tiếng Việt
1. Nguyễn Trọng Bình, Trần Minh Đức, Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công
nghệ của đá mài tới Topography của đá, Tạp chí Cơ khí ngày nay. Số 21-8. Trang
35. 1998.
2. Bùi Kim Dương, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến độ nhám bề mặt khi mài
phẳng vật liệu gang xám 21-4, luận văn thạc sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2010.
3. Nguyễn Văn Dự, Nguyễn Đăng Bình, Quy hoạch thực nghiệm trong kỹ thuật, NXB
Khoa học và kỹ thuật Hà Nội, 2011.
4. Hoàng Văn Điện, Nghiên cứu quá trình mòn của đá mài và ảnh hưởng của nó đến
đến chất lượng bề mặt khi mài phẳng, luận văn tiến sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2007.
5. Nguyễn Tiến Đông, Nguyễn Thị Phương Giang, Khả năng giảm lực cắt khi gia công
vật liệu ceramic sử dụng đá mài có bề mặt làm việc gián đoan, Số 81.2011, Tạp chí
khoa học và công nghệ các trường đại học và kỹ thuật.
6. Trần Minh Đức, Ảnh hưởng của chế độ công nghệ khi sửa đá đến tính cắt của đá
mài, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Thái nguyên, Tập 64, Số 2, Trang
75-79, 2010.
7. Trần Minh Đức, Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công nghệ khi sửa đá tới
Topography của đá mài, Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Đại học Bách khoa Hà nội, 2002.
8. Trần Văn Địch, Ngô Trí Phúc, Sổ tay thép thế giới, NXB Khoa học và kỹ thuật Hà
Nội, 2006.
9. Nguyễn Thị Phương Giang, Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Nghiên cứu ảnh hưởng
của độ cứng của đá mài cao tốc chế tạo tại nhà máy đá mài Hải Dương đến tuổi
bên và chất lượng bề mặt chi tiết khi mài phẳng, Số 57-2006, Tạp chí khoa học và
công nghệ các trường ĐHKT.
10. Nguyễn Thị Phương Giang, Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Nghiên cứu ảnh hưởng
của độ hạt đến tuổi bền của đá mài chế tạo tại Việt Nam (nhà máy đá mài Hải
Dương), Số 54-2005, Tạp chí khoa học và công nghệ các trường ĐHKT.
11. Nguyễn Thị Phương Giang, Nghiên cứu tính năng cắt của đá mài cao tốc chất dính
kết Ceramic sản xuất tại nhà máy đá mài Hải Dương, luận văn tiến sĩ, ĐH Bách
khoa Hà Nội, 2008.
12. Nguyễn Mạnh Hùng, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến lực mài chi khi mài
phẳng, luận văn thạc sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2006.
13. Tăng Huy, Nguyễn Huy Ninh, Trần Đức Quý, Một phương pháp đo Topography
của đá mài bằng cảm biến khoảng cách Laser, Hội nghị Đo lường toàn quốc, Hà
nội, trang 159-164, 2005.
14. Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Trần Sỹ Túy, Nguyên lý gia công vật liệu, NXB
Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội 2013.
130
15. Bành Tiến Long, Vũ Ngọc Pi, Lưu Anh Tùng, Lê Xuân Hưng, Nghiên cứu xây dựng
công thức tính chế độ cắt cho mài phẳng, Hội nghị khoa học và công nghệ toàn quốc
về cơ khí, NXB Khoa học và kỹ thuật, 2013.
16. Nguyễn Thị Linh, Nghiên cứu chất lượng bề mặt gia công khi mài thép SUJ2 bằng
đá mài CBN trên máy mài phẳng, luận văn thạc sĩ, ĐH Kỹ thuật Công nghiệp, Thái
Nguyên, 2009.
17. Nguyễn Huy Quang, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến nhám bề mặt khi
mài gang xám trên máy mài phẳng, luận văn thạc sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2012.
18. Trần Hải Quân, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến nhám bề mặt khi mài
phẳng vật liệu thép 45, luận văn thạc sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2010.
19. Hoàng Văn Quyết, Nghiên cứu các thông số công nghệ để nâng cao chất lượng và
độ chính xác gia công khi mài thép làm khuôn SKD61, luận văn thạc sĩ, ĐH Kỹ thuật
Công nghiệp, Thái Nguyên, 2010.
20. Nguyễn Phú Sơn, Nghiên cứu ảnh thưởng của chế độ cắt đến chất lượng và độ chính
xác gia công khi mài hợp kim nhôm bằng đá mài kim cương, luận văn thạc sĩ, ĐH
Kỹ thuật Công nghiệp, Thái Nguyên, 2007.
21. Nguyễn Văn Tính, Kỹ thuật mài, NXB Công nhân kỹ thuật, Hà Nội, 1978.
22. Nguyễn Tuấn Tú, Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến chất
lượng bề mặt khi mài phẳng bằng đá mài Hải Dương với vật liệu chi tiết thép 45
sau nhiệt luyện, luận văn thạc sĩ, ĐH Bách khoa Hà Nội, 2008.
23. Lưu Anh Tùng, Bành Tiến Long, Vũ Ngọc Pi, Nguyễn Thị Thu, Ảnh hưởng của
dung dịch làm mát đến chất lượng bề mặt khi mài thép 90CrSi qua tôi, Tạp chí Khoa
học công nghệ Thái Nguyên, tập 139, số 09, 2015.
24. TCVN 5906: 2007, ISO 1101: 2004, Đặc tính hình học của sản phẩm (GPS) – Dung
sai hình học – Dung sai hình dạng, hướng, vị trí và độ đảo, Tiêu chuẩn quốc gia,
xuất bản lần 2, Hà Nội, 2007,
Tài liệu tiếng Anh
25. A. Slowik, J. Slowik, Multi-objective optimization of surface grinding process with
the use of evolutionary algorithm with remembered Pareto set, Int J Adv Manuf
Technol, Springer-Verlag London Limited, March, 2007.
26. A. Noorul Haq, P. Marimuthu, R. Jeyapaul, Multi response optimization of
machining parameters of drilling Al/SiC metal matrix composite using grey
relational analysis in the Taguchi method, Int J Adv Manuf Technol 37, pp. 250–
255, 2008.
27. Asokan, N. Baskar, K. Babu, G. Prabhaharan, R. Saravanan, Optimization of surface
grinding operations using Particle Swarm Optimization technique, Journal of
Manufacturing Science and Engineering, Vol, 127, NOVEMBER, pp. 885-892,
2005.
131
28. Alluru Gopala Krishna, K. Mallikarjuna Rao, Multi-objective optimisation of
surface grinding operations using scatter search approach, Int J Adv Manuf
Technol 29, pp, 475-480, 2006.
29. Bijoy Mandal, Rajender Singh, Santanu Das, Simul Banerjee, Improving grinding
performance by controlling air flow around a grinding wheel, International Journal
of Machine Tools & Manufacture 51, pp. 670–676, 2011.
30. Binu Thomas, Eby David, R. Manu, Modeling and optimization of surface
roughness in surface grinding of SiC advanced ceramic material, 5th International
& 26th All India Manufacturing Technology, Design and Research Conference
(AIMTDR 2014) December 12th –14th, IIT Guwahati, Assam, India, 2014.
31. Brahim Ben Fathallah, Nabil Ben Fredj, Effects of abrasive type cooling mode and
peripheral grinding wheel speed on the AISI D2 steel ground surface integrity,
International Journal of Machine Tools & Manufacture 49, pp. 261–272, 2009.
32. Dayanada Pai, S. Shrikantha, Rao. Rio D’Souza, Multi objective optimization of
surface grinding process by combination of Response surface methodology and
Enhanced non-dominated sorting genetic algorithm, International Journal of
Computer Applications (0975 – 8887), December, Volume 36– No,3, 2011.
33. Dr. S. Periyasamy, M. Aravind, D. Vivek, Dr. K. S. Amirthagadeswaran,
Optimization of surface grinding process parametersfor minimum surface
roughness in AISI 1080 using Response Surface Methodology, Advanced Materials
Research Vols 984-985, pp. 118-123, 2014.
34. E. Brinksmeier, F. Werner, Conditioning and Monitoring of Grinding Wheel Wear,
CIRP Annals - Manufacturing Technology, Volume 41, Issue 1, pp. 373-376, 1992.
35. E. I. Suzdal’tsev, A. S. Khamitsaev, A. G. Épov, and D. V. Kharitonov, Regimes of
Mechanical Grinding of Pyroceramic Components in the System Machine –
Workpiece – Tool – Scheme, Refractories and Industrial Ceramics, Vol, 45, No1,
2004.
36. Fritz Klocke, Manufacturing processes 2 – Grinding, honing, lapping, Springer,
2009.
37. G. Warnecke, C. Barth, Optimization of the Dynamic Behavior of Grinding Wheels
for Grinding of Hard and Brittle Materials Using the Finite Element Method, CIRP
Annals - Manufacturing Technology, Volume 48, Issue 1, pp. 261-264, 1999,
38. G. Xiao, S. Malkin, On-Line Optimization for Internal Plunge Grinding, CIRP
Annals - Manufacturing Technology, Volume 45, Issue 1, pp. 287-292, 1996,
39. Guojun Zhang, Min Liu, Jian Li, WuYi Ming, Multi-objective optimization for
surface grinding process using a hybrid particle swarm optimization algorithm, Int
J Adv Manuf Technol, Springer 71, pp. 1861–1872, 2014.
132
40. H. K. Tönshoff, M. Zinngrebe, M. Kemmerling, Optimization of Internal Grinding
by Microcomputer-Based Force Control, CIRP Annals- Manufacturing
Technology, Volume 35, Issue 1, pp. 293-296, 1986.
41. Hamid Baseri, Simulated annealing based optimization of dressing
conditions for increasing the grinding performance, Int J Adv Manuf Technol, No,
59, pp. 531–538, 2012.
42. I. Inasaki, Monitoring and Optimization of Internal Grinding Process, CIRP Annals
- Manufacturing Technology, Volume 40, Issue 1, pp. 359-362, 1991.
43. J. A. Sanchez, I. Pombo, Machining evaluation of a hybrid MQL-CO2 grinding
technology, Journal of Cleaner Production 18, pp. 1840-1849, 2010.
44. Jae-Seob Kwak, Man-Kyung Ha, Evaluation of Wheel Life by Grinding Ratio and
Static Force, KSME International Journal, Vol, 16, No, 9, pp. 1072-1077, 2002.
45. K. Krishnaish, P. Shahabudeen, Applied design of experiments and Taguchi
methods – New Selhi, 2012.
46. L. M. Kozuro, A. A. Panov, E. I. Remizovski, P. S. Tristosepdov, Handbook of
Grinding, Publish Housing of High-education, Minsk, 1981.
47. Leonardo Roberto da Silva, Eduardo Carlos Bianchi, Analysis of surface integrity
for minimum quantity lubricant—MQL in grinding, International Journal of
Machine Tools & Manufacture 47, pp. 412–418, 2007.
48. Ioan D. Marinescu, Mike Hitchiner, Eckart Uhlmann, W. Brian Rose, Ichiro Inasaki,
Handbook of Machining with Grinding Wheels, 2006
49. M. Field, R. Kegg and S. Buescher, Computerized cost analysis of griding
operations, Annals of the CIRP, vol 29/1/1980.
50. Milton C. Shaw, Principles of Abrasive Processing, Oxford University Press, 1996,
51. Mohammad Rabiey, Christian Walter, Friedrich Kuster, Josef Stirnimann, Frank
Pude, Konrad Wegener, Dressing of Hybrid Bond CBN Wheels Using Short-Pulse
Fiber Laser, Journal of Mechanical Engineering 58, 7-8, pp. 462-469, 2012.
52. Mustafa Kemal Külekci, Analysis of process parameters for a surface-grinding
process based on the Taguchi method, Materiali in tehnologije/ Materials and
technology 47, Jamnuary, pp. 105–109, 2013.
53. Nabil Ben Fredj, Habib Sidhom, Chedly Braham, Ground surface improvement of
the austenitic stainless steel AISI304 using cryogenic cooling, Surface & Coatings
Technology 200, pp. 4846-4860, 2006.
54. NORITAKE CO,, LIMITED, Dressing and Truing,
https://www.noritake.co.jp/eng/products/support/detail/17/ (truy cập 10/11/2019).
55. Norton Catalog, Diamond tools, http://www,nortonabrasives,com/ (truy cập
10/11/2019).
133
56. P. J. Pawar, R. V. Rao, and J. P. Davim, Multiobjective optimization of grinding
process parameters using particle swarm optimization algorithm, Materials and
Manufacturing Processes, 25, pp. 424–431, 2010.
57. R. Alberdi, J A. Sanchez, Strategies for optimal use of fluids in grinding,
International Journal of Machine Tools & Manufacture 51, pp. 491–499, 2011.
58. R. D. Monici, E. C. BianchiCatai, P. R. Aguiar, Analysis of the different forms of
application and types of cutting fluid used in plunge cylindrical grinding using
conventional and superabrasive CBN grinding wheels, International Journal of
Machine Tools and Manufacture 46(2), pp. 122-131, 2006.
59. R. P. Upadhyaya, J. H. Fiecoat, Factors Affecting Grinding Performance with
Electroplated CBN Wheels, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Volume 56,
Issue 1, pp. 339-342, 2007.
60. R. Y. Fusse, T. V. Franca, Analysis of the Cutting Fluid Influence on the Deep
Grinding Process with a CBN Grinding Wheel, Vol, 7, No, 3, pp. 451-457, 2004.
61. Rafael Enparantza, Oscar Revilla, Ander Azkarate, Jose Zendoia, A Life Cycle Cost
Calculation and Management System for Machine Tools, 13th CIRP international
conference on life cycle engineering, 2006.
62. S. J. Pande, S. N. Halder, G. K. Lal, Evaluations of Griding wheel performance,
Wear, No,58, pages 237-248, 1980,
63. S. Malkin, C. Guo, Grinding Technology, Theory and Applications of Machining
with Abrasives, Industrial Press, 2008.
64. S. M. Alves, E. J da Silva, J. F. G. de Oliveira, Analysis of the influence of different
cutting fluids in the wear of cbn wheel in high speed grinding, 17th International
congress of mechanical engineering, November 10-14, 2003.
65. S. Shaji, V. Radhakrishnan, a study on calcium fluoride as a solid lubricant in
grinding, International Journal of Environmentally Conscious Design &
Manufacturing, Vol.11, No.1, 2003.
66. Stephen Malkin, A. Ber, Yoram Koren, Off-Line Grinding Optimization with a
Micro-Computer, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Volume 29, Issue 1,
pp. 213-216, 1980.
67. Subrata Talapatra, Ishat Islam, Optimization of grinding parameters for minimum
surface roughness using Taguchi method, International Conference on Mechanical,
Industrial and Energy Engineering, Khulna, BANGLADESH, 25-26 December,
2014.
68. Sun Ho Kim, Jung Hwan Ahn, Decision of dressing interval and depth by the direct
measurement of the grinding wheel surface, Journal of Materials Processing
Technology 88, pp 190 – 194, 1999.
134
69. T. D. Lavanya, V. E. Annamalai, Design of and eco-fiendly coolant for gringding
applications, International Journal of Advanced Engineerin Technology, E-ISSN
0976-3945, pp. 46-54, 2010.
70. T. Nguyen, L. C. Zhang, The coolant penetration in grinding with a segmented
wheel—Part 2: Quantitative analysis, International Journal of Machine Tools &
Manufacture 46, pp. 114–121, 2006.
71. V. P. Astakhov and S. Joksch, Metalworking fluids (MWFs) for cutting and grinding
- Fundametals and recent advances, Woodhead Publishing Limited, 2012
72. Winter Sain-Gobain, Catalogue No,5 Dressing Tools: WINTER diamond tools for
dressing grinding wheels, 2015.
73. X. Chen, D. R. Allanson, W. B. Rowe, Life cycle model of the grinding process,
Computers in Industry, Volume 36, Issues 1-2, 30 April, pp 5-11, 1998.
74. X. M. Wen, A. A. O, Tay, A. Y.C. Ne, Micro-computer-based optimization of the
surface grinding process, Journal of Materials Processing Technology, Volume 29,
Issues 1-3, January, pp. 75-90, 1992.
75. Y. C. Fu, H. J. Xu, J. H. Xu, Optimization design of grinding wheel topography for
high efficiency grinding, Journal of Materials Processing Technology, Volume 129,
Issues 1-3, 11 October, pp. 118-122, 2002.
76. Y. Gao, S. Tse, H. Mak, An active coolant cooling system for applications in surface
grinding, Applied thermal engineering 23, pp. 523-537, 2003.
Tài liệu tiếng Nga
77. М. С. Наерман, Справчник молодого шлифовщика, М, Высшая школа, 1985.