.2 Kết quả tính lực dọc trục và mô men

STT Tài liệu tham khảo Lực dọc trục (N) Mô men (Ncm)

1 [94] 54,16 6,14 2 [95] 126,53 26,51 3 [96] 8,40 5 [98] 189,62 20,82 6 [87] 23,55 7 [99] 278,95 73,30

Để thuận tiện cho việc so sánh, đánh giá, các kết quả trong bảng 2.2 được vẽ chồng lên đồ thị kết quả đo thực nghiệm trong cùng chế độ gia cơng trên hình 2.4.

(a) (b)

Hình 2.4 Các giá trị lực dọc trục (a), mơ men (b) tính theo cơng thức trong các tài liệu và kết quả thực nghiệm.

Trên hình 2.4, lực dọc trục và mơ men thu được từ thực nghiệm đều có xu hướng tăng theo độ sâu lỗ khoan, tuy nhiên kết quả tính theo các cơng thức (các đường từ 1 đến 7) lại khơng phản ánh điều này. Các kết quả tính lực dọc trục sai khác khá nhiều so với nhau và so với kết quả thực nghiệm (hình 2.4a). Về mơ men khi khoan, các kết quả tính tương đối gần nhau trừ kết quả tính theo tài liệu 7 (hình 2.4b). Các kết quả tính theo tài liệu 2; 5; 6 khá gần với số liệu thực nghiệm trong khoảng L/D = 2,5÷5. Trong khoảng L/D < 2,5, kết quả thực nghiệm nhỏ hơn so với kết quả tính theo tài liệu 2; 5; 6. Khi L/D > 5, mô men khi khoan thực nghiệm lớn hơn nhiều so với kết quả tính theo các tài liệu 1; 2; 3; 5; 6 nhưng nhỏ hơn kết quả tính theo tài liệu 7.

Như vậy, có thể khẳng định rằng các cơng thức tính lực dọc trục và mơ men trong các tài liệu thực chất là tính gần đúng lực và mơ men cắt, bỏ qua thành phần lực và mô men cần thiết để đẩy phoi ra khỏi lỗ khoan. Chính vì vậy, các cơng thức này khơng phản ánh được sự gia tăng của lực dọc trục và mô men khi độ sâu của lỗ khoan tăng. Quan hệ giữa lực dọc trục và mô men với độ sâu lỗ khoan đã được nhiều nhà khoa học quan tâm. Phần tiếp theo sẽ tóm tắt các kết quả của hướng nghiên cứu này.

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

Theo công bố của Joong-Bae Kim và cộng sự (1994) [87], mô men xoắn tác động lên mũi khoan gồm mô men cắt (Cutting torque) sinh ra ở lưỡi cắt và mô men ma sát (Friction torque) sinh ra do tiếp xúc, chèn ép và cọ sát giữa phoi với dụng cụ và thành

lỗ. Mức độ biến động của mô men tăng theo độ sâu của lỗ. Đặc tính cắt của q trình

khoan về cơ bản là phi tuyến do những hiện tượng vật lý phức tạp như hiện tượng lẹo

dao, sự thay đổi của nhiệt cắt, độ cứng và mòn dụng cụ v.v.

Hình 2.5 Lực dọc trục trong quá trình khoan [100]

Hình 2.5 mơ tả kết quả phân tích các thành phần lực khi khoan của Niketh. S và G. L. Samuel (2017) [100]. Các thuật ngữ trên hình được giữ nguyên gốc tiếng Anh để tuân thủ bản quyền tác giả, đồng thời được giải thích chi tiết trong phần bàn luận. Trên hình 2.5, các thuật ngữ được giải thích như sau: Free surface (phần bề mặt trống, khơng cản trở thốt phoi của rãnh xoắn); Back surface (bề mặt rãnh xoắn); Magin side (cạnh xoắn của mũi khoan tiếp xúc với thành lỗ). Như mơ tả trên hình 2.6, lực dọc trục và mơ men khi khoan có thể được xem là tổng hợp tác dụng của các lực tác động lên hai lưỡi cắt chính (Fcl1, Fcl2), lưỡi cắt ngang (Fc), lực ma sát với thành lỗ (Ffm1, Ffm2) và lực thoát phoi (Chip evacuation force - Fce).

(a) (b)

Hình 2.6 Các thành phần lực tác động lên mũi khoan trong mặt phẳng dọc trục (a) và trong mặt phẳng vng góc với trục mũi khoan (b) [100]

t ch cl1 cl2 fm1 fm2 ce

F F F F F F F (2.6)

Trong đó: Fch là lực dọc trục tại lưỡi cắt ngang, Fcl1 và Fcl2 là lực dọc trục trên 2 lưỡi cắt chính, Ffm1 và Ffm2 là lực ma sát theo phương dọc trục với thành lỗ, Fce là lực thoát phoi theo chiều dọc trục trên rãnh xoắn.

Tổng mơ men trong q trình khoan được xác định bởi công thức 2.7

t1 1 t 2 2 r1 1 r 2 2 ft1 ft 2 ce

D D

M F X F X F Y F Y F F F a

2 2

       (2.7)

Trong đó: Ft1 và Ft2 là các thành phần lực cắt theo phương tiếp tuyến trên lưỡi cắt chính, Fr1 và Fr2 là lực cắt theo phương hướng kính trên lưỡi cắt chính, Fft1 và Fft2 là lực ma sát theo phương tiếp tuyến với thành lỗ, Fce là lực thoát phoi.

Một số thuật ngữ sử dụng để mô tả sự biến động của lực dọc trục và mơ men theo độ sâu lỗ khoan được tóm tắt từ các cơng trình nghiên cứu liên quan như dưới đây.

Cơng trình nghiên cứu mơ phỏng lực thốt phoi và dự đoán hiện tượng kẹt phoi khi khoan của Jeffrey C. Mellinger và cộng sự (2002) [88], [89] được coi là một nghiên cứu rất cơ bản và chi tiết về vấn đề thoát phoi khi khoan sâu. Theo các tác giả, lực dọc trục (Thrust force) sinh ra trong quá trình khoan là tổng hợp của 02 thành phần: lực cắt (Cutting Force) và lực thốt phoi (Chip-Evacuation Force). Mơ men sinh ra trong quá trình khoan là tổng hợp của 02 thành phần: mơ men cắt (Cutting Torque) và mơ men thốt phoi (Chip-Evacuation Torque).

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

Hình 2.8 Biến động của lực dọc trục và mô men khi khoan với mũi khoan có và khơng có rãnh bẻ phoi [90]

Jeff A. Degenhardt và cộng sự (2005) [90], thực nghiệm so sánh và đánh giá ảnh hưởng của rãnh bẻ phoi đến lực dọc trục, mô men và chiều dài phoi (hình 2.8). Kết quả cho thấy, hiện tượng kẹt phoi xảy ra với cả hai loại mũi khoan khi độ sâu lỗ đạt khoảng 4 đến 5 lần đường kính. Thuật ngữ “Độ sâu kẹt phoi” (Clogging Depth) được sử dụng để mơ tả độ sâu mà tại đó bắt đầu xảy ra hiện tượng kẹt phoi, được đánh giá thông qua hiện tượng lực dọc trục và mô men tăng đột ngột.

Sushanta K. Sahu và cộng sự (2003) [91], lực sinh ra khi khoan là tổng hợp của hai thành phần: lực cắt (Cutting Force_FC) và lực thoát phoi (Chip Evacuation Force_FCE). Khái niệm độ sâu tới hạn (Crictical Depth) được sử dụng để mô tả thời điểm hiện tượng kẹt phoi bắt đầu xảy ra. Kết quả nghiên cứu cho thấy, lực dọc trục sau thời điểm kẹt phoi lớn hơn lực cắt từ 4 đến 5 lần (hình 2.9).

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

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

U.A. Khashaba và cộng sự (2007) [92], mô men ma sát (Friction moment_Tf) sinh ra do ma sát giữa phoi với thành lỗ lớn hơn nhiều so với mô men sinh ra trên lưỡi cắt ngang (Tch) như mơ tả trên hình 2.10.

Nghiên cứu của Duck Whan Kim và cộng sự (2009) [93], sự thay đổi của lực dọc trục (Thrust force) trong quá trình khoan lỗ sâu được chia thành 02 giai đoạn. Giai đoạn đầu, chưa có hiện tượng kẹt phoi xảy ra được định nghĩa là trạng thái bình thường (Normal state). Tiếp sau là giai đoạn xảy ra hiện tượng kẹt phoi, được định nghĩa là trạng thái bất bình thường (Abnormal state) như mơ tả trên hình 2.11.

Hiện tượng mô men tăng theo độ sâu của lỗ khoan cũng được khẳng định trong nghiên cứu của Hiromi Yoshimura và cộng sự [101] khi khoan sâu trên vật liệu composit GFRP. Theo các tác giả, khi hiện tượng kẹt phoi xảy ra, ma sát giữa phoi với bề mặt rãnh xoắn và phoi với thành lỗ tăng nhanh là nguyên nhân làm cho tổng mô men tăng như mô tả trên hình 2.12.

Hình 2.11 Biến động của lực dọc trục theo thời gian gia cơng [93]

Hình 2.12 Mơ men tăng theo độ sâu lỗ khoan [101]

Như vậy, hiện tượng mô men và lực dọc trục tăng theo độ sâu lỗ khoan đã được nhiều nghiên cứu quan tâm. Mô men tác dụng lên mũi khoan tăng là một trong những nguyên nhân chính gây gãy mũi khoan. Nguyên nhân trực tiếp làm tăng mô men và lực dọc trục được xác định là do lực cản q trình thốt phoi ra khỏi lỗ khoan.

Kết luận chương 2

Chương này đã trình bày cơ sở lý thuyết của q trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm. Từ những ưu điểm của UAD như đã tổng hợp ở chương 1 thì chương 2

động của mũi khoan. Sự khác biệt về động học giữa UAD và CD cũng được làm rõ thơng qua phân tích sơ đồ động học q trình cắt được bổ sung rung động dọc trục.

Cơ chế mang lại tính ưu việt của UAD đã được nhận định như sau: 1) khi bổ sung rung động vào quá trình khoan, độ dày của phoi thay đổi có thể dẫn đến khả năng giảm lực cắt; 2) giảm ma sát giữa phoi với mặt trước dụng cụ, ma sát giữa mặt sau dụng cụ với bề mặt đã gia công.

Kết quả tổng hợp, phân tích các cơng thức tính lực dọc trục và mô men trong các tài liệu truyền thống và một số mơ hình trong các cơng bố khoa học gần đây tạo cơ sở để phân tích những ưu việt của UAD theo các tiêu chí làm giảm lực dọc trục và mô men sẽ được trình bày ở chương 4; xây dựng mơ hình tốn học mơ tả lực dọc trục và mô men khi khoan lỗ sâu ở chương 5.

Nội dung đã tổng quan cũng là cơ sở để xây dựng các phương án, hệ thống thí nghiệm ở chương 3 và các nghiên cứu thực nghiệm ở chương 4.

Chương 3

THIẾT KẾ, CHẾ TẠO HỆ THỐNG THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM 3.1. Giới thiệu

Để bổ sung rung động vào chuyển động tương đối giữa mũi khoan và phơi, cần thiết kế và chế tạo hệ thống thí nghiệm. Hệ thống này cần đáp ứng các yêu cầu sau:

- Truyền được rung động siêu âm đến vùng gia công;

- Kết cấu đơn giản, thuận tiện cho chế tạo, lắp ráp và vận hành; - Cải thiện được chất lượng quá trình khoan.

Chương này sẽ trình bày từng bước thiết kế, chế tạo và đánh giá hệ thống khoan có trợ giúp của rung động siêu âm đáp ứng các yêu cầu trên. Yêu cầu, lựa chọn và cách thức kết nối thiết bị đo cũng được mô tả chi tiết. Nội dung chương gồm các phần chính dưới đây:

1. Giới thiệu các thành phần của hệ thống siêu âm công suất;

2. Lựa chọn phương án, thiết kế và chế tạo hệ thống khoan có trợ giúp của rung động siêu âm;

3. Đánh giá, hiệu chỉnh kết cấu đáp ứng yêu cầu cộng hưởng và khuếch đại rung; 4. Kiểm chứng các thông số rung của cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan;

5. Hệ thống thiết bị đo, thu thập và phân tích dữ liệu;

3.2 Các thành phần chính của hệ thống rung siêu âm

Các thành phần chính của hệ thống rung siêu âm được mơ tả trên hình 3.1

Trên hình 3.1 gồm các thành phần sau: 1) Máy phát điện siêu âm, 2) Bộ chuyển đổi siêu âm, 3) Đầu khuếch đại biên độ và 4) Dụng cụ được gắn trên đầu khuếch đại biên độ.

3.2.1 Máy phát điện siêu âm

Máy phát điện siêu âm (Ultrasonic Generator) là thiết bị có chức năng chuyển đổi nguồn điện (100÷250 V, 50÷60 Hz) thành nguồn điện có tần số siêu âm. Việc lựa chọn máy phát điện siêu âm dựa vào mỗi ứng dụng cụ thể. Thông thường, hai thông số của máy được quan tâm là công suất và dải tần số làm việc. Ngồi ra một số tính năng khác cũng được quan tâm như: chức năng tự động quét tần số cộng hưởng, chức năng tự động điều chỉnh tần số khi tải thay đổi và chức năng điều khiển bằng máy tính v.v.

3.2.2 Bộ chuyển đổi siêu âm

Bộ chuyển đổi siêu âm (Ultrasonic Transducer) có chức năng chuyển đổi năng lượng điện siêu âm thành dao động cơ học với tần số siêu âm. Trong đó, bộ chuyển đổi siêu âm kiểu kiểu Langevin được sử dụng trong hầu hết các ứng dụng siêu âm cơng suất lớn do có hệ số phẩm chất cơ học cao, kết cấu đơn giản và chi phí thấp. Đặc trưng của bộ chuyển đổi dạng này là chỉ làm việc hiệu quả ở vùng tần số cộng hưởng. Cấu tạo của một bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin được mơ tả trên hình 3.2.

Hình 3.2 Cấu tạo bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin [102]

Trên hình 3.2, bộ chuyển đổi Langevin gồm hai khối kim loại có chiều dài l1 và l2, một hoặc một số chẵn các tấm PZT được kẹp ở giữa có chiều dài lc. Tổng chiều dài (l1

+ l2 + lc) bằng nửa bước sóng âm mà bộ chuyển đổi sẽ phát. Giữa các tấm PZT là các điện cực, các phần tử này được liên kết cố định với nhau bằng bu-lông. Khi điện áp thay đổi được cấp, bộ chuyển đổi thực hiện dao động nén dãn liên tục, tạo ra dao động cơ.

Thông thường, một tấm kim loại có vận tốc truyền âm nhỏ, trở kháng âm lớn, tấm cịn lại có trở kháng âm nhỏ hơn nhằm dẫn truyền sóng âm về phía này.

Cơ sở thiết kế bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin [102]. Theo phân tích của

Langevin, bộ chuyển đổi siêu âm nửa bước sóng, biên độ nén đạt giá trị cực đại ở tiết diện chính giữa chiều dài, hai đầu hoạt động giống bên trong khối, do đó có thể thay thế bằng các tấm kim loại, có chi phí thấp hơn và hệ số phẩm chất cơ học tốt hơn. Với cấu trúc này, tần số làm việc của bộ chuyển đổi khơng phụ thuộc vào đường kính tấm gốm áp điện, mà chỉ phụ thuộc vào chiều dài của bộ chuyển đổi. Vì vậy, để thay đổi tần số chỉ cần thay đổi độ dài của hai tấm kim loại mà không cần thay đổi chiều dày của tấm gốm. Cơ sở thiết kế bộ chuyển đổi được trình bày như dưới đây.

Tấm kim loại l1 có khối lượng riêng, mơ đun đàn hồi và vận tốc truyền âm lần lượt là ρB, EB, CB (trong đó CB  E /B B ). Tương tự, tấm kim loại l2 có các thơng số vật liệu tương ứng ρM, EM, CM (trong đó CM  E /M M ).

Điều kiện truyền rung tối ưu khi trở kháng giữa các phần có mối liên hệ như sau:

P M B

Z  Z Z (3.1)

Trong đó: ZP, ZM, ZB lần lượt là trở kháng của tấm gốm áp điện, tấm kim loại 1 và tấm kim loại 2; tương ứng giá trị Z được tính theo cơng thứcZ .c.S. Với ;c; S lần lượt là khối lượng riêng, vận tốc truyền âm và diện tích bề mặt tiếp xúc.

Bộ chuyển đổi được xét có dạng trụ đối xứng làm việc ở tần số cộng hưởng với một điểm nút ở giữa tấm áp điện. Một số giả thiết được sử dụng để đưa các phương trình sóng về dạng thuận tiện cho việc tìm lời giải được chấp nhận như sau: 1) các sóng phẳng truyền theo phương dọc trục; 2) đặc tính cơ học của các vật liệu là hằng số và không thay đổi theo chiều dài; 3) không kể tới sự thay đổi tiết diện; 4) vận tốc truyền sóng là như nhau ở tất cả các điểm.

Sử dụng các giả thiết trên, phương trình truyền sóng dọc được viết dưới dạng:

2 2 2 2 2 u 1 u 0 z c t       (3.2)

Trong đó: u là biên độ rung tại thời điểm khảo sát; z là chuyển vị của điểm theo phương dọc trục; t là thời gian. Lời giải tổng qt cho phương trình (3.2) có dạng:

 

z z

u(z, t) A.sin B.cos . M.sin( t) N.cos( t)

c c

 

 

     

  (3.3)

Trong đó: A, B là các giá trị chưa biết, được xác định từ các điều kiện biên. Giá trị M, N khơng bị ảnh hưởng bởi kích thước các tấm kẹp, nên bỏ qua sự tham gia của chúng trong lời giải. Trong phương trình (3.3) cho kết quả khác nhau với các phần khác nhau của bộ chuyển đổi, do các hệ số A, B khơng như nhau giữa các phần. Để tính tốn giá trị A và B, điều kiện biên cần được thiết lập cho bộ chuyển đổi.

Tại điểm giữa của tấm áp điện z = 0, biên độ dao động u(z,t) = u (0,t) = 0.

Tại z = LP/2 vị trí tiếp giáp giữa tấm áp điện với tấm kẹp trước, biên độ cũng như lực không đổi trên điểm chung giữa 2 phần, do đó:

P P p P L L u z, t u z, t 2 2 Khi z 0 L L F z, t F z, t 2 2                                        (3.4) Tại LP M z L