Dùng phần mềm Minitab14 thực hiện xây dựng kế hoạch thực nghiệm bề mặt chỉ tiêu theo dạng hỗn hợp tâm xoay (CCD - Central Composite Design) với thực nghiệm có hai biến ựầu vào (chiều sâu cắt chọn cố ựịnh t = 0,2 mm), số thắ nghiệm tại tâm là 3 ta có ma trận thắ nghiệm như sau:
Bảng 3.3. Ma trận thắ nghiệm.
Stt Biến mã hóa Biến thực nghiệm
x1 x2 V (m/ph) S (mm/vg) 1 -1 -1 140 0,04 2 1 -1 180 0,04 3 -1 1 140 0,12 4 1 1 180 0,12 5 0 0 160 0,08 6 +α 0 184,3 0,08 7 -α 0 135,7 0,08 8 0 +α 160 0,1286 9 0 -α 160 0,0314 10 0 0 160 0,08 11 0 0 160 0,08 3.2.6. Thực hiện thắ nghiệm
Tiến hành gia công, quan sát ựo và ghi chép kết quả thắ nghiệm. Ở ựây nhám bề mặt ựược ựo dọc theo phương ựường sinh của phôi, ựầu ựo ựược gá lên phôi nhờ khối V của dụng cụ ựo. Giá trị Ra và Rz là trung bình cộng của ba lần ựo tại ba vị trắ khác nhau của bề mặt gia công. Chiều dài cắt là 150mm, mỗi thắ nghiệm thực hiện bằng một mảnh dao do ựó ảnh hưởng của mòn dao là không ựáng kể, do vậy kết quả thắ nghiệm là tin cậy.
Bảng 3.4. Kết quả ựộ Stt Biến mã hóa x1 x2 1 -1 -1 2 1 -1 3 -1 1 4 1 1 5 0 0 6 +α 0 7 -α 0 8 0 +α 9 0 -α 10 0 0 11 0 0
3.2.7. Phân tắch kết quả thắ nghiệma) Nhập kết quả thắ a) Nhập kết quả thắ
Sử dụng phần m bằng cách thêm một c
Hình 3.6. đo nhám bề mặt. ết quả ựộ nhám bề mặt chi tiết gia công.
Biến thực nghiệm độ nhám bề mặt V (m/ph) S (mm/vg) Ra (ộm) 140 0,04 0,87600 180 0,04 0,71400 140 0,12 1,45600 180 0,12 0,84000 160 0,08 0,65200 184,3 0,08 0,91900 135,7 0,08 0,90267 160 0,1286 1,29567 160 0,0314 0,44600 160 0,08 0,64300 160 0,08 0,62867 ết quả thắ nghiệm ập kết quả thắ nghiệm
n mềm minitab ta nhập kết quả thắ nghi t cột vào bên phải và ựặt tên cột theo hàm m
ộ nhám bề mặt (ộm) Rz (ộm) 0,87600 5,16900 0,71400 3,15033 1,45600 7,13800 0,84000 3,57733 0,65200 3,88833 0,91900 3,90700 0,90267 5,02633 1,29567 5,34033 0,44600 2,76133 0,64300 3,72500 0,62867 3,90133
thắ nghiệm vào worksheet t theo hàm mục tiêu.
Hình
b) Tiến hành xử lý số liệu
Hình 3.8. K
Hình 3.7. Nhập số liệu thắ nghiệm ựộ nhám Ra
ử lý số liệu
.8. Kết quả phân tắch số liệu thắ nghiệm ựộ nhám Ra Ra.
Từ kết quả xử lý số liệu ta có các hệ số của phương trình hồi quy như sau: b0 = 11,288; b1 = - 0,138; b2 = 13,723; b11 ≈ 0; b22 = 95,177; b12 = - 0,142 Thay vào công thức (3Ờ9) ta có phương trình hồi quy:
2
1 2 1 2 2
11, 288 0,138 13, 723 0,142 95,177
Y = − x + x − x x + x
c) Kiểm tra mức ý nghĩa của các hệ số trong phương trình hồi quy
Quan sát cột giá trị P trong mục ỘHệ số hồi quy ước tắnh cho RaỢ (Estimated Regression Coefficients for Ra) và so sánh các giá trị này với mức ý nghĩa α = 0,05 ta thấy giá trị P ứng với các hệ số ựều rất nhỏ chứng tỏ sự có mặt của các hệ số b0, b1, b2, b22, b12 là có ý nghĩa. Vậy phương trình hồi quy ựược viết lại là:
2
1 2 1 2 2
11, 288 0,138 13, 723 0,142 95,177
Y = − x + x − x x + x
d) Kiểm tra sự phù hợp của mô hình (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Ở phần phân tắch phương sai cho Ra (Analysis of Variance for Ra) với giá trị ở cột P ứng với hàng Lack-of-Fit (P=0,873). Giá trị P lớn hơn rất nhiều so với mức ý nghĩa α = 0,05. điều này có nghĩa là mô hình hồi quy là phù hợp. Vậy hàm quan hệ giữa nhám bề mặt (Ra) với vận tốc cắt (V) và lượng chạy dao (S) như sau:
e) Biểu ựồ quan hệ giữa vận tốc cắt, lượng chạy dao và nhám bề mặt
Hình 3.9. đồ thị bề mặt chỉ tiêu.
Như vậy, ựộ nhám bề mặt Ra 0,0493 mm/vg.
Hình 3.11. đồ thị tối ưu.
Hình 3.12. Số liệu kết quả tối ưu.
3.3. Tuổi bền dụng cụ ở chế ựộ cắt tối ưu
Tuổi bền của dụng cụ ựược xác ựịnh từ khi dao bắt ựầu cắt cho ựến khi bắt ựầu diễn ra giai ựoạn phá huỷ ứng với mỗi chế ựộ cắt xác ựịnh. Trong ựiều kiện gia công tinh thì chất lượng bề mặt trong ựó nhám bề mặt là thông số có ý nghĩa ựến chất lượng sản phẩm. để ựánh giá tuổi bền của dao tiện phủ TiAlN khi gia công có va ựập thép 45 qua tôi có thể thực hiện theo phương pháp: Dùng chỉ tiêu chất lượng bề mặt ựể xác ựịnh giới hạn tuổi bền của dao, cụ thể là khi tiến hành gia công ở chế ựộ cắt tối ưu sẽ tiến hành kiểm tra chất lượng bề mặt theo chỉ tiêu ựộ nhám bề mặt. Giới hạn tuổi bền của dao ựược xác ựịnh là thời ựiểm giá trị ựộ nhám của bề mặt gia công thay ựổi ựột ngột.
Tiến hành gia công và ựo nhám bề mặt ở từng thời ựiểm cụ thể ta thu ựược kết quả trong bảng 3.5.
Bảng 3.5. độ nhám bề mặt gia công ở chế ựộ cắt tối ưu.
Stt Thời gian gia công (phút) Ra (ộm)
1 10 0,512 2 12,5 0,591 3 15 0,664 4 17,5 0,729 5 20 0,780 6 22,5 0,797 7 25 0,810 8 27,5 0,930 9 30 1,106
Dựa vào bảng số liệu trên ta vẽ ựược ựồ thị thể hiện mối quan hệ giữa ựộ nhám bề mặt với thời gian gia công (hình 3.13).
Hình 3.13. Q
Từ ựồ thị trên ta th phút gia công, vì vậy có th qua tôi bằng mảnh dao ph = 0,0493 mm/vg (chi vào khoảng 25 phút.
3.4. Khảo sát mòn m
Từ việc quan sát hình thức liên quan ựến cơ ch nhận ựịnh như sau:
- Trong quá trình c
ựập (xung lực) do quá tr
lớn, gây phá hủy cục bộ lớp phủ ngay sát l hình 3.14.
- Tiếp tục gia công v
liệu lớp nền. Khi không còn s
cứng, ựộ bền nhiệt, khả năng chống m lớp phủ nhanh chóng bị m
Quan hệ giữa nhám bề mặt và thời gian gia công
trên ta thấy ựộ nhám bề mặt gia công thay ự
y có thể kết luận ựược rằng khi gia công có va ự
nh dao phủ TiAlN ở chế ựộ cắt tối ưu: V = 160,3263 m/ph, S (chiều sâu cắt không ựổi t = 0,2 mm), tuổi bền của mảnh dao
òn mảnh dao ở chế ựộ cắt tối ưu
quan sát hình ảnh chụp ảnh mặt sau của dụng cụ cắt v
ơ chế mòn dụng cụ cắt, cụ thể dụng cụ cắt phủ tác giả có (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Trong quá trình cắt trạng thái lực cắt tác ựộng lên lư
ực) do quá trình cắt là gián ựoạn. Giá trị của xung lực n ớn, gây phá hủy cục bộ lớp phủ ngay sát lưới cắt dụng cụ cắt nh
ếp tục gia công vùng phá hủy mở rộng do bong tróc lớp phủ ựể lộ vật Khi không còn sự bảo vệ của lớp phủ, v
ứng, ựộ bền nhiệt, khả năng chống mài mòn kém h ớp phủ nhanh chóng bị mòn theo cơ chế mòn do ma sát
i gian gia công.
thay ựổi ựột ngột sau 25 khi gia công có va ựập thép 45 V = 160,3263 m/ph, S ổi bền của mảnh dao
ảnh chụp ảnh mặt sau của dụng cụ cắt và các kiến ụng cụ cắt, cụ thể dụng cụ cắt phủ tác giả có
ên lưỡi cắt ở dạng va ị của xung lực này ới cắt dụng cụ cắt như trên
ủy mở rộng do bong tróc lớp phủ ựể lộ vật vật liệu nền với ựộ ài mòn kém hơn so với vật liệu
Hình 3.14. Ảnh chụp mặt sau dụng cụ cắt sau 10 phút gia công.
Hình 3.16. Ảnh chụp mặt sau dụng cụ cắt sau 30 phút gia công.
Theo quan sát hình 3.16 cho thấy tốc ựộ phát triển vết mòn lớn do ựến giai ựoạn này các yếu tố cắt của dao là bất lợi như: Góc sau nhỏ (có thể bằng không), lớp phủ bị bong những mảng lớn. Ngoài ra trên hình vẽ ta cũng có thể thấy rõ dàng vết trượt, cào xước của vật liệu gia công trên lớp nền dụng cụ cắt càng khẳng ựịnh khi này mòn dụng cụ cắt diễn ra theo cơ chế mòn do ma sát.
3.5. Kết luận chương 3
- Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm ựã xác ựịnh ựược ảnh hưởng của chế ựộ cắt ựến ựộ nhám bề mặt khi tiện có va ựập thép 45 qua tôi bằng mảnh carbide phủ TiAlN thông qua hàm hồi quy thực nghiệm:
LnRa = 11,288 Ờ 0,138lnV + 13,723lnS Ờ 0,142lnV.lnS + 95,177(lnS)2
- Xác ựịnh ựược các thông số V, S tối ưu ựể ựạt ựộ nhám Ra nhỏ nhất: V = 160,3263 m/ph, S = 0,0493 mm/vg.
- Xác ựịnh ựược tuổi bền mảnh dao (khoảng 25 phút).
KẾT LUẬN CHUNG VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO
Tối ưu hoá chế ựộ gia công cắt gọt là xác ựịnh các thông số của quá trình cắt nhằm ựạt ựược các mục tiêu của thông số ựầu ra. Thực tế, tối ưu hoá chế ựộ gia công cắt gọt là một bài toán lớn và phức tạp, các mục tiêu tối ưu phụ thuộc vào nhiều thông số xuất hiện trong quá trình gia công như: lực cắt, nhiệt cắt, rung ựộng, mòn, ựộ chắnh xác của máy và hệ thống công nghệ... Trong giới hạn nghiên cứu với nội dung: ỘXác ựịnh chế ựộ cắt hợp lý khi tiện có va ựập thép 45 qua tôi bằng mảnh hợp kim cứng phủ TiAlNỢ, ựề tài ựã hoàn thành và ựạt ựược những kết quả như sau:
- Nghiên cứu và ựánh giá tổng quan về quá trình tiện cứng, các yếu tố ảnh hưởng ựến mòn và tuổi bền dụng cụ cắt.
- Xác ựịnh ựược các thông số chế ựộ cắt (V, S) tối ưu bằng quy hoạch thực nghiệm và tuổi bền của mảnh dao theo chỉ tiêu mòn công nghệ là cơ sở khoa học cho người kĩ sư công nghệ lựa chọn ựược chế ựộ cắt hợp lý.
Kết quả nghiên cứu của ựề tài chỉ dừng lại ở ựánh giá ảnh hưởng của chế ựộ cắt ựến chất lượng bề mặt gia công (chủ yếu là nhám bề mặt) và xác ựịnh tuổi bền mảnh dao ở chế ựộ cắt tối ưu. Do vậy sẽ còn nhiều vấn ựề còn bỏ ngỏ cần tiếp tục ựược nghiên cứu và phát triển, ựó là vấn ựề tối ưu thông số hình học dụng cụ cắt, vấn ựề nhiệt cắt, lực cắt, rung ựộng, mòn dụng cụ, tắnh chất cơ lý lớp bề mặt sau gia công, tắnh kinh tế, năng suất,Ầ trong tiện cứng có va ựập thép 45 nói riêng cũng như các vật liệu gia công có ựộ bền, ựộ cứng cao hơn ựang ựược sử dụng phổ biến trong ngành chế tạo máy ở nước ta hiện nay.
Vì vậy, tác giả rất mong nhận ựược sự chỉ bảo, ựóng góp ý kiến của các thầy cô và các bạn ựồng nghiệp ựể ựề tài này ựược hoàn thiện hơn và có triển vọng phát triển trong tương lai.
TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt
[1] Nguyễn đăng Bình, Phan Quang Thế (2006), Ma sát, mòn và bôi trơn trong kỹ thuật, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[2] Nguyễn Thị Quốc Dung (2012), Nghiên cứu quá trình tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường đại học Kỹ thuật Công nghiệp Thái Nguyên.
[3] Nguyễn Văn Dự, Nguyễn đăng Bình (2011), Quy hoạch thực nghiệm trong kỹ thuật,Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[4] Trần Văn địch, Nguyễn Trọng Bình, Nguyễn Thế đạt, Nguyễn Viết Tiếp, Trần Xuân Việt (2003), Công nghệ chế tạo máy, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[5] Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Trần Sĩ Tuý (2001), Nguyên lý gia công vật liệu, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[6] Phan Quang Thế (2002), Nghiên cứu khả năng làm việc của dụng cụ thép gió phủ dùng cắt thép cacbon trung bình, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường đại họcBách khoa Hà Nội. (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
[7] Nguyễn Quốc Tuấn, Nguyễn Văn Hùng, Vũ Ngọc Pi (2008), Các phương pháp gia công tiên tiến, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.
Tiếng Anh
[8] Arsecularatne J. A., Zhang L. C., Montross C., Mathew P. (2006), ỘOn machining of hardened AISI D2 steel with PCBN toolỢ, Journal of Materials Processing Technology, 171, pp. 244 Ờ 252.
[9] Barry J., Byrne G. (2001), ỘCutting tool wear in the machining of hardened steel Part II: cubic boron nitride cutting tool wearỢ, Wear, 247, pp. 152 Ờ 160.
[10] Bruni C., Forcellese A., Gabrielli F., Simoncini M. (2008), ỘHard turning of an alloy steel on a machine tool with a polymer concrete bedỢ, Journal of Materials Processing Technology, 202(1-3), pp. 493 Ờ 499.
[11] Chen W. (2000), ỘCutting forces and surface finish when machining medium hardness steel using CBN toolsỢ, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 40, pp. 455 Ờ 466.
[12] Chou Y. K., Evans C. J., Barash M. M. (2002), ỘExperimental investigation on CBN turning of hardened AISI 52100 steelỢ, Journal of Materials Processing Technology, 124(3), pp. 274 Ờ 283.
[13] Chou Y.K, Hui Song. (2005), ỘThermal modeling for white layer predictions in finish hard turningỢ, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 45, pp. 481 Ờ 495.
[14] David A. S., John S. A. (1997), Ộ Metal cutting theory and practiceỢ,
Marcel Dekker, Inc, New York, USA.
[15] Diniza A. E., Ferreira J. R., Filho F. T. (2003), ỘInfluence of Refrigeration/Lubrication Condition on SAE 52100 Hardened Steel Turning at Several Cutting SpeedsỢ, International Journal of Machine Tools and Manufacturing, 43, pp.317Ờ326.
[16] Huang Y., Liang S. Y. (2005), ỘModeling of cutting forces under hard turning condition considering tool wear effect. Trans ASMEỢ, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 127, pp. 262 Ờ 270.
[17] Jaspers S. (1999), ỘMetal Cutting Mechanics and Material BehaviourỢ,
Technische Universiteit Eindhoven, Holland.
[18] Kỏnig W., Klinger M., Link R. (1990), ỘMachining Hard Materials with Geometrically Defined Cutting Edges-Field of Application and LimitationsỢ,
[19] Kỏnig W., Berktold A., Koch K. F. (1993), ỘTurning versus Grinding Ờ A Comparison of Surface Integrity Aspects and Attainable AccuraciesỢ,
Annals of the CIRP, 42(1), pp.39-43.
[20] Li X., Kopalinsky E. M., Oxley P. L. B. (1995), ỘA numerical method for determining temperature distribution in machining with coolantỢ,
Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, 209, pp. 33 Ờ 43. [21] Liu X.L., Wen D.H., Li Z.J., Xiao L., Yan F.G. (2002), ỘExperimental study on hard turning hardened GCr15 steel with PCBN toolỢ, Journal of Materials Processing Technology, 129, pp. 217Ờ221.
[22] Lo Casto S., LoValvo E.,Micari F. (1989), ỘMeasurement of temperature distribution within tool in metal cuting. Experimental tests and numerical analysisỢ, Journal of Mechanical Working Technology, 20, pp. 35 Ờ 46.
[23] Matsumoto Y., Hashimoto F., Lahoti G. (1999), ỘSurface Integrity Generated by Precision Hard TurningỢ, Annals of the CIRP, 48(1), pp. 59-62. [24] MITSUBISHI General catalogue (2008), ỘTurning tool, rotating tool, tooling solutionsỢ.
[25] Nakayama K., Arai M., Kanda T. (1988), ỘMachining characteristics of hard materialsỢ, Annals of the CIRP, 37, pp. 89 Ờ 92.
[26] ỷzel T. (2003), ỘModeling of hard part machining: Effect of insert edge preparation in CBN cutting toolỢ, Journal of Materials Processing Technology, 141, pp. 284 Ờ 293.
[27] Poulachon G., Moisan A., Jawahir I. S. (2001), ỘTool Ờ wear mechanisms in hard turning with polycrystalline cubic boron nitride toolỢ,
Wear, 250, pp. 576 Ờ 586.
[28] Poulachon G., Bandyopadhyay B.P., Jawahir I.S., Pheulpin S., Seguin E. (2004), ỘWear behavior of CBN tools while turning various hardened steelsỢ.
[29] Rech J., Moisan A. (2003), ỘSurface integrity in finish hard turning of case-hardened steelsỢ, International Journal of Machine Tool and Manufacture, 43, pp. 543-550.
[30] Ren X. J., Yang Q.X., James R. D., Wang L. (2004), ỘCutting temperatures in hard turning chromium hardfacings with PCBN toolingỢ,
Journal of Materials Processing Technology, 147, pp.38 Ờ 44.
[31] Rezhicob A.N. (1969), ỘHeat Generation in Metal CuttingỢ, Mosscow. [32] Schwach D.W., Guo Y.B. (2005), ỘFeasibility of producing optimal surface integrity by process design in hard turningỢ, Materials Science and Engineering A, 395, pp. 116-123. (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
[33] Shaw M. C. (1984), ỘMetals cutting PrinciplesỢ, Oxford University Press, New York, USA.
[34] Shaw M. C., Vyas A. (1993), ỘChip Formation in the Machining of Hardened SteelỢ, Annals of the CIRP, 42(1), pp. 29 Ờ 33.
[35] Shaw M. C., Vyas A. (1998), ỘThe Mechanism of Chip Formation with Hard Turning SteelỢ, Annals of the CIRP, 47(1), pp. 77 Ờ 82.
[36] Strafford K. N., Audy J. (1997), Ộ Indirect monitoring of machinability in carbon steels by measurement of cutting forcesỢ, Journal of Materials Processing Technology, 67, pp.150 Ờ 156.
[37] Takashi Ueda, Mahfudz Al Huda, Keiji Yamada, Kazuo Nakayama (1999), ỘTemperature Measurement of CBN Tool in Turning of High Hardness SteelỢ, Annals of the CIRP, 48(1), pp. 63 Ờ 66.
[38] Thiele J. D., Melkote S. N. (1999), ỘThe effect of tool edge geometry on workpiece subsurface deformation and through thickness residual stresses for hard turning of AISI 52100 steelỢ, Transactions of North American Manufacturing Research Institute, 27, pp. 135-140.
[39] Trent E. M., Paul K. Wright (2000), ỘMetal cuttingỢ, Butterworth Ờ Heinemann, New Delhi, India.
[40] Ty G.Dawson and Dr. Thomas R. Kurfess, ỘWear trends of PCBN cutting tools in hard turningỢ, The George Woodruff School of Mechanical Engineering, Georgi Institute of Technology, Atlanta, Georgia, USA 30332- 0450.
[41] Yan H., Hua J., Shivpuri R. (2005), ỘNumerical simulation of finish hard turning for AISI H13 die steelỢ, Science and Technology of Advanced Materials, 6(5), pp. 540 Ờ 547.
[42] Zhen Bing Hou, Ranga Komanduri (1995), ỘOn a Thermomechanical Model of Shear Instability in MachiningỢ, Annals of the CIRP,44 (1), pp. 69 Ờ 73.
[43] Zhen Bing Hou, Ranga Komanduri (1997), ỘModeling of thermomechanical shear instability in machiningỢ, International Journal of Mechanical Sciences, 39(11), pp. 1273 Ờ 1314.
[44] Zorev N. N. (1963), ỘInterrelationship Between Shear Processes Ocurring Along Tool fave ans on Shear plane in Metal CuttingỢ International