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.