Động lực học cơ cấu Rung RLC

ng án chuyên về điều khiển cũng đã đƣợc đặt ra nhằm khắc phục nhƣợc điểm của các phƣơng án trên. Vì lực ma sát trƣợt giữa lõi sắt và ống dây là rất nhỏ, ta có thể dịch chuyển vị trí va đập của lõi sắt tại điểm có vận tốc lớn nhất (điểm B) đến điểm B’ và đặt các sensơ cảm biến vị trí tại các điểm A, B và B’ sao cho khi lõi sắt ở vị trí xuất phát A sensơ cảm biến vị trí A sẽ đóng nguồn điện cho ống dây để (FđtA) làm nhiệm vụ kéo lõi sắt về B (xem hình 2.13). Tại đây sensơ cảm biến vị trí B sẽ ngắt điện, FqtA sẽ đƣa lõi sắt lao đến điểm va đập B’. Cũng tại vị trí này sensơ cảm biến vị trí B’ sẽ đóng điện để lực điện từ (FđtB’) của ống dây đƣa lõi sắt trở về B và ngắt điện. lõi sắt sẽ đƣợc lực quán tính FqtB’ đƣa về vị trí xuất phát A và sensơ A B B' cảm biến vị trí A lại tiếp tục đóng nguồn điện để (FđtA) kéo lõi sắt về B. Cứ nhƣ vậy lõi  Fd tA  FqtB'  FqtA  Fd tB' sắt sẽ đƣợc chuyển động một cách tuần hoàn, liên tục. Hình 2.13. Quá trình chuyển động của lõi sắt ở phương án điều khiển hành trình Ƣu điểm lớn nhất của phƣơng án này là cơ cấu vẫn giữ đƣợc kết cấu nhỏ gọn, lực va đập vẫn đạt đƣợc giá trị gần tối đa vì lực cản là lực ma sát trƣợt giữa lõi sắt và ống dây là rất nhỏ. Tuy nhiên, sau khi đã chế tạo và vận hành thử thì vấn đề gặp phải là với tốc độ dịch chuyển của lõi sắt khá lớn và với khoảng cách giữa các lần đóng ngắt dòng điện cấp cho cơ cấu là rất ngắn nên không đủ thời gian để cơ cấu hoạt động ổn định. 2.4.5. Khai thác rung động của ống dây Về cơ bản, nguyên lý chuyển động của cơ cấu rung - va đập mới này là dựa trên lực điện từ sinh ra trong ống dây sẽ làm cho lõi sắt có thể chuyển động tƣơng đối so với chính ống dây đó. Theo Định luật III Newton, khi ống dây sinh một lực có xu hƣớng kéo lõi sắt về phía nó thì lõi sắt cũng sinh một lực để chống lại lực kéo của ống dây. Điều này cũng có nghĩa rằng chính lõi sắt cũng có thể làm cho ống dây chuyển động nếu ta có thể giảm thiểu đƣợc lực cản chống lại chuyển động đó. Vì thế, để khai thác chuyển động của ống dây ta cần có một cơ cấu đảm bảo sao cho ma sát trong chuyển động là bé nhất. Ngoài ra, nó còn phải đảm nhiệm vai trò dẫn hƣớng cho chuyển động này. Chuyển động của ống dây trong thực nghiệm sơ bộ đã cho thấy ống dây luôn chuyển động ngƣợc pha với lõi sắt và là một dao động liên tục. Thử nghiệm cho ống dây va đập với một vật cản đã cho thấy kết quả sơ bộ rất khả quan. Từ nhận định này, một cơ cấu hoàn chỉnh đã đƣợc thiết kế, chế tạo và vận hành thử nghiệm. Cơ cấu mới đã thể hiện nhiều ƣu việt so với cơ cấu cũ. Thông tin chi tiết về cơ cấu mới sẽ đƣợc trình bày trong chƣơng 3. 2.5. Kết luận Chƣơng này đã trình bày các thông tin tổng quan về các cơ cấu rung - va đập đã có. Qua phân tích nguyên lý làm việc của cơ cấu RLC-07, bốn khả năng cải tiến đã đƣợc đề xuất và thử nghiệm. Kết quả cho thấy, hƣớng khai thác rung động của ống dây là khả thi nhất. Chương 3 CƠ CẤU RUNG VA ĐẬP MỚI 3.1. Giới thiệu Chƣơng này trình bày về nguyên lý làm việc, mô hình và các bƣớc tiến hành thiết kế, chế tạo cơ cấu rung va đập mới RLC-09. Thiết bị và sơ đồ thí nghiệm để khảo sát các đặc tính của hệ thống sẽ đƣợc mô tả cụ thể. Các thiết bị đo và cách thức tiến hành thí nghiệm khảo sát động lực học và lợi ích của cơ cấu mới cũng đƣợc trình bày chi tiết. Cơ cấu rung va đập mới đƣợc thiết kế dựa trên nguyên lý cộng hƣởng điện trong mạch Điện trở - Điện cảm - Điện dung mắc nối tiếp (RLC). Mặc dù cũng khai thác lực điện từ sinh ra khi cộng hƣởng điện nhƣ trong cơ cấu rung va đập RLC, giới thiệu bởi tác giả Nguyễn Văn Dự năm 2007 [3] (RLC-07), nhƣng cơ cấu mới này (RLC-09) khai thác rung động của ống dây thay vì của lõi sắt, và do vậy, có kết cấu và nguyên lý va đập khác. Để thuận tiện cho việc so sánh với cơ cấu cũ RLC-07, cơ cấu mới đã đƣợc thiết kế với kích thƣớc hoàn toàn tƣơng tự nhƣng có ống dây chuyển động tự do, đƣợc kết nối với thân máy thông qua hệ lò xo nhằm khai thác cộng hƣởng cơ học của hệ thống. Lực điện từ tƣơng tác giữa ống dây và lõi sắt gây dao động tuần hoàn của cả ống dây so với giá và của lõi sắt so với ống dây, tạo thành hệ dao động hai bậc tự do. Cơ cấu chặn đặt ở một phía nhận động năng dao động của ống và chuyển thành lực va đập. Khảo sát cho thấy cơ hệ mới có nhiều tính năng vƣợt trội so với phiên bản RLC-07. Phần tiếp theo, phần 3.2. sẽ trình bày chi tiết về nguyên lý làm việc của cơ cấu mới. Các bƣớc thiết kế và chế tạo cơ cấu rung - va đập mới đƣợc trình bày ở phần 3.3. Phần 3.4. trình bày về các thiết bị đo kiểm, thu thập dữ liệu đƣợc sử dụng trong thí nghiệm. Quy trình lắp đặt, vận hành thiết bị thí nghiệm trình bày tại phần 3.5. Phần cuối cùng của chƣơng, phần 3.6. sẽ tóm tắt các kết luận chính. 3.2. Nguyên lý làm việc Mô hình cơ cấu rung RLC-09 cũng dựa trên hiện tƣợng cộng hƣởng điện trong mạch RLC (xin xem lại phần 2.3). Tuy nhiên, ống dây không đƣợc cố định nhƣ trong RLC-07. Thay vào đó, ống dây đƣợc gắn trên bốn bánh xe có khả năng lăn tự do trên hai đƣờng ray dẫn hƣớng. Do vậy, cả lõi sắt và ống dây đều có khả năng chuyển động tự do. Lực điện từ tác dụng tƣơng hỗ giữa ống dây và lõi sắt làm cho cả ống dây và lõi chuyển động nhƣng ngƣợc pha nhau. Lực va đập thu đƣợc từ chuyển động và va đập của ống dây với chốt chặn (xem hình 3.1). Cuộn cảm C R VS L  Lõi sắt Lò xo Chốt chặn Base board Tấm trượt Hình 3.1: Sơ đồ nguyên lý cơ cấu RLC - 09 Trên hình 3.1, ống dây đƣợc mắc nối tiếp với một tụ điện có điện dung cố định. Bằng cách chọn cặp thông số điện dung và điện áp phù hợp, lõi sắt có vị trí ban đầu ở một đầu ống dây, lõi sắt sẽ tự chuyển động mỗi khi nguồn điện đƣợc cấp cho cơ cấu. Lực điện từ sinh ra trong ống dây sẽ kéo lõi sắt chuyển động rất nhanh về phía điểm giữa ống dây. Do quán tính, lõi sắt tiếp tục chuyển động về phía đầu kia của ống dây. Tại đây, lực điện từ có giá trị lớn sẽ buộc lõi sắt dừng lại và chuyển động ngƣợc lại, cứ nhƣ vậy một cách tuần hoàn, liên tục. Trong quá trình chuyển động, lõi sắt cũng sẽ sinh ra một lực nhằm chống lại lực kéo của ống dây và vì ống dây cũng có khả năng chuyển động tự do nên nó cũng sẽ chuyển động nhƣng ngƣợc chiều với chuyển động của lõi sắt. Ống dây chuyển động sẽ kéo theo xe mang ống dây chuyển động. Một chốt chặn đƣợc đặt chắn ngang trên đƣờng chuyển động của xe và ống dây. Cả hệ thống dẫn hƣớng cho ống dây và chốt chặn đƣợc lắp trên một tấm trƣợt. Tấm trƣợt này đƣợc thiết kế để có thể trƣợt trên một hệ rãnh trƣợt dẫn hƣớng. Ma sát giữa tấm trƣợt và rãnh trƣợt có thể điều chỉnh đƣợc nhờ một cơ cấu kẹp (xem phần 3.3.4) để phục vụ cho việc khảo sát các số liệu thí nghiệm. Tính cộng hƣởng của dao động là yếu tố có thể khai thác để phát huy công năng của ống dây. Vì vậy, một hệ lò xo liên kết giữa ống dây và hệ thống dẫn hƣớng cho ống dây đƣợc đƣa vào cơ cấu để thực hiện nhiệm vụ đó. Toàn bộ lõi sắt, ống dây, hệ lò xo này đƣợc đặt lên một tấm trƣợt và tấm trƣợt này đƣợc thiết kế để có thể trƣợt trên hệ rãnh trƣợt tƣơng ứng và có lực ma sát điều chỉnh đƣợc. Kết cấu này đƣợc sử dụng để mô phỏng cho một máy đào ngầm chuyển động tƣơng đối với đất. Lực cản của đất đƣợc đặt lên máy thông qua cơ cấu điều chỉnh lực ma sát. Sơ đồ trên hình 3.1 đƣợc sử dụng làm cơ sở để xây dựng các mô hình tính toán và thiết kế, chế tạo cơ cấu. 3.2.1. Mô hình mô tả cơ cấu Mô hình mô tả cơ cấu đƣợc trình bày trên hình 3.2. X1 X2 X3 Ff 1 G k0 Ff 2 m1 c m2 c m3 k1 k2 Hình 3.2: Mô hình cơ cấu rung va đập RLC-09 Trong mô hình này, khối lƣợng của lõi sắt dao động đƣợc biểu diễn bằng thành phần m1, khối lƣợng của hệ thống xe bao gồm cả ống dây và lõi sắt đƣợc biểu diễn bằng thành phần m2. Còn khối lƣợng của toàn cơ cấu đƣợc biểu diễn bằng thành phần m3. Độ cứng va đập đƣợc mô hình hóa bằng lò xo tuyến tính k0. Ma sát trƣợt giữa lõi sắt và ống dây đƣợc biểu diễn bằng lực ma sát Ff1. Ff2 là thành phần ma sát đặc trƣng cho lực cản của ống dây khi trƣợt trên hệ thống dẫn hƣớng. Thành phần ma sát Ff3 đặc trƣng cho lực cản của giá khi cơ hệ trƣợt trên giá. Lò xo phi tuyến k1 là mô hình hóa của lực điện từ sinh ra giữa ống dây và lõi sắt (tham khảo hình 2.7). Hệ lò xo liên kết giữa ống dây và hệ thống dẫn hƣớng đƣợc mô hình hóa bằng lò xo tuyến tính k2. 2 3.2.2. Mô hình toán học Dựa trên mô hình mô tả cơ cấu ở hình 3.2, các phƣơng trình về chuyển động của hệ thống có thể đƣợc dẫn xuất nhƣ sau. Với khối lƣợng m1: d X 1 m 1 2 = F - F - cæ dX1 dX ö 2 1 2 - ÷ - H  (3.1) m f 1 ç dt è dt dt ø d 2 X æ dX dX ö Với khối lƣợng m2: m 2 2 dt 2 = -Fm + Ff 1 + cç - è dt ÷ - H - Ff 2 3 dt ø (3.2) d 2 X æ = dX = dX ö Với khối lƣợng m3: m 3 3 dt2 = -Fm + Ff 2 + cç 2 - è dt ÷ - H - Ff 3 dt ø (3.3) Trong trƣờng hợp khối lƣợng 1, khối lƣợng 2 và khối lƣợng 3 đƣợc ký hiệu tƣơng ứng là m1, m2 và m3. Fm là lực từ trƣờng xuất phát từ công thức (3.8). Đặc trƣng tầng điện ly H đƣợc mô tả trong công thức (3.6). Ff1 là lực ma sát khi khối lƣợng 1 tƣơng tác với khối lƣợng 2, Ff2 là lực ma sát khi khối lƣợng 2 tƣơng tác với khối lƣợng 3, có thể đƣợc diễn tả đơn giản nhƣ: f 1 1 1 ç F = m (m g ) sgnæ dX1 dX ö 2 - ÷  (3.4) è dt dt ø f 2 2 2 ç F = m (m g ) sgnæ dX 2 dX ö 3 - ÷  (3.5) è dt dt ø m1 là hệ số lực ma sát 1; m2 là hệ số lực ma sát 2; g là gia tốc trọng trƣờng; c là hệ số giảm chấn và H là đặc trƣng tầng điện ly đƣợc mô tả bởi. k0 (X1 - X2 - G), (X1 - X2 - G) > 0 H = (3.6) 0, (X1 - X2 - G) £ 0 Ff3 là lực ma sát giữa khối 3 với ray dẫn hƣớng và có thể đƣợc diễn tả nhƣ. æ dX3 ö Ff 3 = m3m3 g sgnç è ÷ dt ø (3.7) Trong đó: m3 là hệ số của lực ma sát giữa tấm trƣợt và ray dẫn hƣớng. Lực điện từ đƣợc tính bằng phƣơng trình điện [1, 2]. m F = 0,5i2 ¶L ¶( X1 - X 2 )  (3.8) Trong đó: L là độ tự cảm của ống dây, và là đặc trƣng cho chuyển động tƣơng đối X của lõi sắt (khối lƣợng 1) bên trong ống dây (khối lƣợng 2) và các thành phần khác. L = L(X) = L(X1-X2) (3.9) i là cƣờng độ dòng điện thông qua cuộn dây của ống dây, có thể đƣợc thể hiện dƣới hình thức sau đây [1, 2]. 2 2 é ¶ ù é æ ö2 2 ù L d i +  û R + 2 L dX di + ê 1 + ¶ L dX ç ÷ + ¶L d X s úi = wV  cos(wt )  (3.10) ë dt2 ê ¶X dt ú dt êë C ¶X 2 è dt ø ¶X dt2 úû Trong công thức này, R là trở kháng của cuộn dây, C là điện dung trong mạch điện, w là vận tốc góc của nguồn cấp điện, w=2pf, f = 50 Hz và Vs là nguồn cấp điện. Phƣơng trình (2.5), (2.6) và (2,12) có thể đƣợc diễn tả nhƣ một tập hợp các phƣơng trình xác định bằng các biến mới. 2 u’=v; v’= d X1 ; w’=x; x’= d 2 X d 2i 2 ; y’=z; z’= 2 dt 2 dt2 dt2 Tập hợp từ các phƣơng trình đầu tiên ta thu đƣợc: u’ = v v’ = 1 (Fm + Ff1 + c(v - x) + H - Ff2) m1 w’= x (3.11) x’ = 1 m2  (-Fm - Ff1 - c(v - x) - H) y’ = z 1 ì é 1 2 ù ü z’ = L íwVs cos(wt) + [R + 2Ld (v - x)]z - ê C + Ldd (v - x) + Ld (v'-x')ú yý î ë û þ Trong đó: Ld = ¶L  và Ldd = ¶ 2 L ¶X ¶X 2 Mô hình toán học này có thể đƣợc sử dụng để khảo sát chi tiết các đặc tính động lực học cũng nhƣ tối ƣu hóa cơ cấu trong các nghiên cứu tiếp theo. 3.3. Thiết kế và chế tạo cơ cấu 3.3.1. Ống dây và xe mang ống dây - Ống dây Ống dây đƣợc thiết kế có kích thƣớc tƣơng đƣơng với ống dây trong cơ cấu RLC-07. Bao gồm cuộn dây bằng đồng với đƣờng kính dây Rdây = 0,5mm đƣợc quấn 2450 vòng theo hình trụ dài lôd = 60mm (xem hình 3.3). Vỏ ngoài của ống dây đƣợc chế tạo bằng thép 45 với kích thƣớc đƣờng kính ngoài Dvỏ = 94mm, chiều dài lvỏ = 74mm. Lõi sắt có đƣờng kính Dlõi = 28 mm, chiều dài đúng bằng chiều dài ống dây llõi = 60mm. Điện cảm đo đƣợc của ống dây có giá trị lớn nhất Lmax = 0,25 H (khi có lõi sắt) và nhỏ nhất Lmim = 0,15 H (khi không có lõi sắt). Hình 3.3: Ống dây khi được tháo vỏ ngoài. - Xe mang ống dây Với yêu cầu giảm thiểu tối đa lực ma sát chống lại chuyển động của ống dây, sử dụng ma sát lăn là phƣơng án tối ƣu nhất để thực hiện nhiệm vụ này. Từ ý tƣởng đó, hệ thống xe và bộ phận dẫn hƣớng đƣợc thiết kế (Xem hình 3.4). Ống dây sẽ đƣợc đặt cố định lên xe, xe có thể chuyển động thông qua bộ bốn bánh xe có gắn ổ bi. Để đảm bảo tốt việc dẫn hƣớng khi vận hành, bánh xe sẽ đƣợc thiết kế theo nguyên lý của bánh tàu hỏa và cũng đƣợc chuyển động trên hệ thống đƣờng ray dẫn hƣớng tƣơng ứng. 1 Ø34 2 3 4 5 6 108 1: Ống dây 2: Định vị trục 100 3: Ổ bi 4: Bánh xe 5: Trục 6: Thân xe  74 33 150 Hình 3.4: Cơ cấu chuyển động ống dây trong thí nghiệm Hệ bánh xe đƣợc thiết kế với vật liệu nhôm hợp kim có kích thƣớc đƣờng kính ngoài 23mm, ở thành trong của bánh đƣợc chế tạo thêm gờ định vị khống chế trƣợt ngang (xem hình 3.5). Bộ bánh xe đƣợc lắp lên trục qua bốn ổ bi đỡ lòng cầu một dãy. Trục bánh xe đƣợc làm bằng thép và lắp vào thân xe qua hệ vít kẹp. 3.3.2. Hệ thống đường ray dẫn hướng  6 2 29 2 Ø 17 Hình: 3.5: Bánh xe trong hệ thống thí nghiệm Hệ thống ray ngoài nhiệm vụ để dẫn hƣớng còn làm nhiệm vụ liên kết với ống dây qua hệ lò xo nhằm phát huy tính cộng hƣởng của dao động. Từ số liệu kích thƣớc và hành trình có thể chuyển động của ống dây, hai đƣờng ray đƣợc thiết kế có chiều dài 250 mm, bản rộng 5mm và chiều cao 27 mm với vật liệu đƣợc chọn là thép 45 đƣợc mài phẳng ở hai mặt tiếp xúc với bánh xe chứa ống dây nhằm giảm tối đa ma sát. Hai đƣờng ray này đƣợc liên kết bởi ba thanh giằng, hai thanh ở hai đầu còn đƣợc lắp thêm giá liên kết và định vị lò xo, thanh giằng ở giữa đƣợc gia công thêm một lỗ để lắp đặt cơ cấu điều chỉnh lực ma sát giữa hệ thống với bàn trƣợt (xem hình 3.6). 27 1 2 250 3 1: Đường ray 2: Sống dẫn hướng 4 3: Thanh giằng định vị 122 4: Bulông định vị 5: Lỗ lắp bulông điều chỉnh Fms M6 5 Ø12 Hình 3.6: Hệ thống đường ray trong thí nghiệm Khi vận hành, công sinh ra từ 6 chuyển động của ống dây và hệ lò xo cũng sẽ làm cho toàn bộ hệ thống đƣờng ray này chuyển động, hiệu quả chuyển động của cơ hệ này cũng là vấn 32 20 2xØ6 đề cần đƣợc kiểm chứng. Vì vậy bộ phận dẫn hƣớng cho chuyển động bằng  Hình 3.7: Sống trượt dẫn hướng được lắp trên hệ thống ray sống trƣợt chữ V sẽ đƣợc chế tạo và lắp đặt vào cơ hệ này (xem hình 3.7). 3.3.3. Hệ thống rãnh trượt dẫn hướng Để bộ phận dẫn hƣớng cho cơ hệ hoạt động, các sống trƣợt cần có một hệ rãnh trƣợt tƣơng ứng. Từ các số liệu của cơ hệ trên, hệ thống rãnh trƣợt (2) đƣợc thiết kế và chế tạo bằng vật liệu thép 45, suốt chiều dài 500mm đƣợc phay rãnh hình chữ V với góc ở đỉnh là 90o, khoảng cách đỉnh giữa hai rãnh là 132mm (xem hình 3.8). Ngoài ra, một hệ rãnh (3) có chiều ngƣợc lại, dài 300mm cũng đƣợc lắp vào giữa hệ rãnh (2) theo kết cấu nhƣ hình vẽ nhằm phục vụ cho việc tăng giảm lực ép của cơ hệ trên vào hệ thống rãnh này. Việc gia công, lắp đặt hệ thống rãnh trƣợt này phải đảm bảo sự đồng phẳng và song song giữa các đƣờng rãnh cũng nhƣ hệ rãnh sao cho cơ cấu luôn ổn định khi vận hành. 38 A 500 A-A 132 50 4 145 3 A 300 2 1 1: Bu lông định vị 2: Rãnh dẫn cơ hệ ray-ống dây 3: Rãnh dẫn con trượt điều chỉnh Fms 4: Thanh giằng Hình 3.8: Hệ thống rãnh trượt dẫn hướng 3.3.4. Cơ cấu điều chỉnh lực ma sát Cơ cấu này có nhiệm vụ mô phỏng lực cản khi hệ thống vận hành trong thực tế, lực cản chủ yếu do việc thâm nhập vào đất gây nên. Một cơ cấu kẹp điều chỉnh đƣợc đƣợc thiết kế (xem hình 3.9) với mục đích có thể điều chỉnh đƣợc lực ép của cơ hệ chuyển động trên hệ rãnh trƣợt nhằm thay đổi ma sát giữa tấm trƣợt và hệ rãnh dẫn hƣớng. Con trƣợt có chiều dài 50mm, với hai sống trƣợt chữ V tƣơng ứng với hệ rãnh trên hệ thống rãnh trƣợt đƣợc lắp lên cơ hệ ray-ống dây qua một lỗ Φ11 trên thanh giằng của hệ thống ray bằng bulông M10. Khi siết bulông con trƣợt sẽ làm tăng lực ép giữa cơ hệ ray-ống dây và hệ thống rãnh trƣợt làm tăng ma sát. Một lò xo đƣợc lắp vào cơ cấu nhằm chống kẹt và phân tán đều lực ép của con trƣợt vào hệ rãnh. 1 1: Vít điều chỉnh 2 2: Thanh giằng hệ thống ray 3: Rãnh trượt 3 4: Con trượt 5 4 Hình 3.9: Cơ cấu điều chỉnh lực ma sát 3.4. Các thiết bị đo 3.4.1. Thiết bị đo chuyển vị Lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt đƣợc đo bằng thiết bị LVDT (Linear Variable Differential Transformer) từ hãng Farnell in One, Singapore (xem hình 3.10). Hình 3.10: Cảm biến vị trí (LVDT) 3.4.2. Thiết bị đo điện áp, điện cảm, điện dung Điện áp cấp cho hệ thống thông qua bộ điều chỉnh vô cấp từ 0÷110V của Nga và đƣợc đo đạc kiểm tra bằng đồng hồ vạn năng... (xem hình 3.11) Hình 3.11: Bộ điều chỉnh điện áp và thiết bị đo Điện cảm, điện trở của cuộn dây và điện dung của tụ điện đƣợc đo bằng đồng hồ đo RLC Ω OMEGA số hiệu HHM30. (xem hình 3.12) Hình 3.12: Đồng hồ đo điện trở, điện cảm, điện dung OMEGA - HHM30 3.4.3. Thiết bị đo lực Lực ma sát của cơ cấu, độ cứng của lò xo đƣợc đo kiểm bằng lực kế (xem hình 3.13 (a)). Tiến hành tính chọn thông số lò xo nén cho cơ cấu RLC-09 bằng phƣơng pháp thực nghiệm, thử và sai. Đầu tiên, các cặp lò xo có độ cứng khác nhau đƣợc đánh số thứ tự để nhận biết. Sau đó,  (a) (b) Hình 3.13: (a) Lực kế, (b)Phương pháp đo độ cứng lò xo từng cặp lần lƣợt đƣợc lắp vào hệ thống thí nghiệm và chạy thử, kiểm tra sơ bộ, lựa chọn các cặp cho kết quả khả quan nhất, đánh lại số thứ tự và tính độ cứng cho từng bộ bằng lực kế theo cách sau. Lò xo đƣợc cho vào thanh thép có cữ chặn tại một đầu, thanh thép này đƣợc lắp vào lỗ trên giá đỡ qua đầu còn lại, tại đầu này lƣc kế đƣợc móc vào để lấy số liệu đo đƣợc (hình 3.13 (b)). Khoảng nén của lò xo đƣợc đo đạc bằng thƣớc cặp, tƣơng ứng với mỗi khoảng nén đọc và ghi lại các số liệu hiển thị trên lực kế. Tiến hành đo cho ba cặp lò xo trong khoảng nén từ 10mm đến 30 mm, với bƣớc nhảy 2mm, kết quả thu đƣợc biểu diễn trên bảng 3.1. Bảng 3.1. Số liệu đo được của 3 bộ lò xo Kh.cách (mm) Bộ số 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 1 2 2,4 2.7 3.0 3.5 3,8 4,2 4,5 5,0 5,3 5,7 2 1,5 1,8 2,0 2,4 2,7 3,0 3.4 3,7 3,9 4,1 4,5 3 1.1 1,2 1,4 1,6 1,8 2.1 2.2 2.4 2.7 2.9 3,1 Biểu diễn lên đồ thị cho 3 bộ lò xo này ta đƣợc hình 3.14 F (kg) 6,0 5,0 4,0 (1)  (2) 3,0 2,0 (3) 1,0 10 20 30 L (mm) Hình 3.14 Đồ thị kiểm tra độ cứng lò xo Từ đồ thị ta có thể tính đƣợc độ cứng lò xo tƣơng ứng cho mỗi bộ là: Bộ 1 = 1,9N/mm; Bộ 2 = 1,5N/mm; Bộ 1 = 1,1N/mm; Sau khi lắp và vận hành thử các bộ lò xo cho kết quả nhƣ hình 3.15 Hình 3.15 Thử nghiệm lò xo Nhìn vào đồ thị ta thấy bộ lò xo số 2 có độ cứng 1,5 N/mm là phù hợp nhất cho cơ cấu rung - va đập RLC-09. 3.4.4. Thiết bị thu thập dữ liệu Tín hiệu đƣợc đƣa vào máy vi tính bằng bộ thu nhận dữ liệu DAQ USB-6008 của National Instruments và phần mềm hiển thị dao động NI LabView Signal Express 3.0. (xem hình 3.16) Hình 3.16: Bộ tiếp nhận dữ liệu DAQ USB-6008 Phần mềm OriginLab đƣợc sử dụng để phân tích và xử lý dữ liệu. Với mỗi giá trị của lực ma sát đƣợc xác lập, hai thí nghiệm đƣợc tiến hành để so sánh hiệu năng của cơ cấu mới. 3.5. Lắp đặt, vận hành thiết bị thí nghiệm Trƣớc tiên, ống dây sẽ đƣợc định vị lên thân xe bằng các mối hàn. Bộ bánh xe đƣợc lắp vào hai trục qua ổ bi, bộ trục này đƣợc lắp lên thân xe qua bốn lỗ dạng rãnh và đƣợc căn chỉnh sao cho đảm bảo độ song song giữa hai trục đạt yêu cầu để khi vận hành đƣợc trơn tru. Hệ thống xe sẽ đƣợc đặt lên hệ ray và liên kết với hệ này qua hệ lò xo nén bằng thanh dẫn hƣớng và định vị cho lò xo. Một đầu của thanh dẫn hƣớng đƣợc nối cứng với hệ thống xe và phải đảm bảo sao cho khi xe chuyển động đầu còn lại sẽ trƣợt tƣơng đối với hệ ray thông qua mộ t lỗ định vị trên hệ ray này mà không bị kẹt. Trên hệ ray còn đƣợc lắp thêm hệ sống trƣợt để toàn cơ hệ bao gồm hệ ray và hệ xe có gắn ống dây (gọi là tấm trƣợt) sẽ vận hành ổn định khi đƣợc đặt vào hệ rãnh trƣợt đẵ đƣợc lắp cố định trên bàn thí nghiệm. Tấm trƣợt có thể chuyển động đƣợc khi có sự tác động của các bộ phận chuyển động ngay trên tấm trƣợt này vào chính nó. Vì vậy, các chốt chặn sẽ đƣợc lắp lên tấm trƣợt (xem hình 3.17) nhằm mục đích khai thác sự chuyển động của ống dây tạo thành lực va đập làm cho tấm trƣợt chuyển động. Một giá đỡ (2) đƣợc lắp lên thanh giằng trên hệ thống ray. Tại giá đỡ này, bộ phận định vị và dẫn hƣớng lò xo (5), các chốt chặn có thể điều chỉnh khoảng cách (3), (4) đƣợc lắp vào nhƣ hình vẽ.Nhằm đảm bảo tính chính xác khi so sánh hiệu quả làm việc của cơ cấu theo phƣơng án cải tiến RLC-09 (khai thác lực va đập của ống dây) và cơ cấu cũ RLC-07 (khai thác lực va đập từ lõi sắt) các bộ thông số liên quan đến quá trình vận hành nhƣ R, L, C, Fms, ... cần phải đƣợc thống nhất. Vì vậy, các số liệu trong quá trình chuyển động của hệ thống thiết bị thí nghiệm sẽ đƣợc đo kiểm ở cả hai phƣơng án cho mỗi bộ thông số trong mỗi lần thí nghiệm trên cùng hệ thống thiết bị thí nghiệm này. Khi cần hệ thống thiết bị thí nghiệm này hoạt động theo phƣơng án cơ cấu mới, các bộ lò xo sau khi đã đƣợc kiểm tra độ cứng sẽ đƣợc lắp vào thông qua định vị và dẫn hƣớng lò xo (5), chốt chặn của lõi sắt (3) sẽ đƣợc điều chỉnh ra đến hết khoảng hành trình chuyển động của lõi sắt để không làm ảnh hƣởng tới quá trình vận hành của lõi sắt. Chốt chặn của ống dây (4) đƣợc đƣa vào và điều chỉnh khoảng cách va đập theo yêu cầu của thí nghiệm (xin xem hình 3.17 a). Trong phạm vi của đề tài này, vì hạn chế về điều kiện thời gian, ở phƣơng án cơ cấu RLC-09 hoạt động chỉ lấy số liệu kiểm tra cho một bộ lò xo đã đƣợc lựa chọn sau khi lắp ráp thử nghiệm và kiểm tra với các bộ lò xo có độ cứng khác nhau (xin xem lại phần 3.4.3.). Bộ số 2 cho kết quả vận hành tốt nhất có độ cứng 1,5 N/mm đã đƣợc lựa chọn. 1 2 3 1 2 3 4 4 (a) 5 (b) 6 1: Giá đỡ 2: Lõi sắt 3: Chốt chặn của lõi sắt 4: Chốt chặn của ống dây 5: Định vị và dẫn hướng lò xo 6: Bulông khống chế chuyển động xe Hình 3.17: Lắp đặt bộ phận chốt chặn khai thác lực va đập (a) khi khai thác va đập từ ống dây (b) khi khai thác va đập từ lõi sắt Để lấy số liệu khi hệ thống thiết bị thí nghiệm này hoạt động theo cơ cấu RLC-07, cả lò xo và bộ phận định vị, dẫn hƣớng của lò xo (5) sẽ đƣợc tháo ra, thay vào đó là một bulông định vị khống chế chuyển động của ống dây (6). Chốt chặn của ống dây (4) lúc này sẽ đƣợc đƣa vào đến vị trí cân bằng của ống dây và bulông định vị khống chế chuyển động của ống dây (6) sẽ đƣợc siết chặt để cố định ống dây. Chốt chặn của lõi sắt (3) sẽ đƣợc điều chỉnh vào đến khoảng cách va đập theo yêu cầu của thí nghiệm (xem hình 3.17 b). Để có thể khảo sát cơ hệ hoạt động ở nhiều chế độ làm việc khác nhau, lực ma sát khi cơ hệ chuyển động đƣợc điều chỉnh thông qua cơ cấu điều chỉnh lực ép của tấm trƣợt lên hệ rãnh trƣợt (xin xem hình 3.18). Ở cơ cấu này một con trƣợt (1) có sống trƣợt hình chữ V có thể dịch chuyển tƣơng đối dƣới hệ rãnh trƣợt tƣơng ứng (2) của hệ thống rãnh trƣợt đã đƣợc lắp cố định trên bàn thí nghiệm. Con trƣợt này đƣợc lắp lên thanh giằng trên tấm trƣợt (4) bằng một bulông M10 (5). Vì các hệ rãnh trƣợt (2) và (3) cố định với nhau nên khi siết chặt hoặc nới lỏng bulông sẽ làm thay đổi khoảng cách S giữa con trƣợt (1) và tấm trƣợt (4). Lúc này lực ép của tấm trƣợt lên rãnh trƣợt (3) và con trƣợt lên rãnh trƣợt (2) sẽ thay đổi do đó lực ma sát của hệ thống khi dịch chuyển cũng sẽ thay đổi. Lò xo (6) đƣợc lắp vào để tạo một lực đẩy chống lại lực ép của cơ cấu nhằm mục đích làm ổn định lực ép này trên suốt hành trình. Lực ma sát của hệ thống lúc này sẽ S 6 5 4 1 2 3 Hình 3.18: Điều chỉnh lực ma sát giữa tấm trượt và hệ rãnh dẫn bằng cách thay đổi khoảng cách S. đƣợc kiểm tra bằng cách móc lực kế vào tấm trƣợt, kéo và gia tăng lực một cách rất chậm đến khi tấm trƣợt chuyển động, giữ lực và đọc số liệu hiển thị trên lực kế. Trong phạm vi của đề tài, các thử nghiệm với các mô hình trong hệ thống thí nghiệm này chỉ thiết lập và kiểm chứng với lực ma sát giữa tấm trƣợt và hệ rãnh dẫn ở hai mức là 4 kg lực và 6 kg lực. Cuối cùng, một cảm biến vị trí (LVDT) có nhiệm vụ tiếp nhận tín hiệu về sự thay đổi vị trí để đo lƣờng sự chuyển động tƣơng đối của tấm trƣợt sẽ đƣợc nối với cơ hệ nhƣ hình 3.19. Một bulông định vị M6 (1) sẽ cố định đầu nối của tấm trƣợt (3) lên giá đỡ hệ lò xo (2) trên tấm trƣợt, đầu nối của tấm trƣợt này đƣợc nối với đầu đo của LVDT (5) qua một thanh liên kết (4). Cảm biến vị trí sẽ đƣợc cố định lên bàn thí nghiệm bằng bốn vít định vị (6). Quá trình lắp đặt và cố định thiết bị này phải đảm bảo sao cho khi tấm trƣợt chuyển động suốt hành trình (khoảng cách dịch chuyển đƣợc trên rãnh dẫn hƣớng) đầu đo của LVDT không bị vƣợt quá giới hạn dịch chuyển đƣợc Lmax = 225 mm, và đƣờng dịch chuyển của đầu đo phải trùng với đƣờng dịch chuyển của tấm trƣợt. 3 2 5 4 6 1 LVDT 1: Bulông định vị đầu nối 2: Giá đỡ hệ lò xo 3: Đầu nối tấm trượt 4: Thanh liên kết 5: Đầu đo vị trí 6: Bulông định vị LVDT Hình 3.19: Lắp đặt LVDT vào cơ hệ. Sau khi lắp đặt ta đƣợc hệ thống thiết bị thí nghiệm mô phỏng cho một máy đào ngầm ngang nhƣ hình 3.20. Luận văn Thạc sỹ Kỹ thuật Chuyên ngành: CN-CTM 1: Hệ thống rãnh trượt dẫn hướng 2: Tấm trượt 3: Cữ định vị và dẫn hướng lò xo 4: Cữ điều chỉnh khoảng cách va đập của xe 5: Cữ điều chỉnh khoảng cách va đập của lõi 6: Lõi sắt 7: Cuộn cảm 8: Hệ thống xe 9: Cảm biến vị trí chuyển động LVDT 10: Hệ thống điều chỉnh Fma sát 7 6 5 8 10 4 9 3 LVDT 2 1 Hình 3.20: Kết cấu hệ thống thí nghiệm RLC-09 3.6. Kết luận Trong chƣơng này, một cơ cấu rung - va đập vận hành dựa trên nguyên lý hoạt động của một cuộn cảm đã đƣợc thiết kế, chế tạo và vận hành thử nghiệm. Những dao động của lõi sắt và ống dây sinh ra do lực điện từ trong mạch RLC đã đƣợc khai thác. Ống dây có thể chuyển động tƣơng đối trên tấm trƣợt qua hệ con lăn của hệ thống xe, một chốt chặn đƣợc cố định trên tấm trƣợt. Tấm trƣợt này sẽ chuyển động khi ống dây va đập vào chốt chặn. Một cơ cấu rung - va đập cho các máy đào ngầm ngang theo nguyên lý vận hành mới đã đƣợc thiết kế, chế tạo và làm việc tốt trong các thử nghiệm. Một tập hợp các thông số lợi cho chuyển động tiến về phía trƣớc của tấm trƣợt đã đƣợc xác định. Trƣớc hết, điện dung của mạch RLC đƣợc điều chỉnh để cộng hƣởng trong mạch xảy ra khi lõi sắt đƣợc đặt ở một đầu của ống dây này. Thứ hai, cơ cấu giảm thiểu lực cản chống lại chuyển động của của ống dây và hệ thống lò xo khai thác cộng hƣởng cho chuyển động này cũng đã đƣợc thiết lập. Điều này là rất quan trọng để ống dây dao động. Cuối cùng, chốt chặn nên đƣợc đặt trong khoảng trƣớc khi ống dây đạt đến khoảng kết thúc hành trình dao động của nó. Nói cách khác, khoảng cách giữa chốt chặn và ống dây phải nhỏ hơn so với biên độ dao động của ống dây. Chương 4 PHÂN TÍCH ĐỘNG LỰC HỌC CƠ CẤU MỚI 4.1. Giới thiệu. Trong chƣơng trƣớc, bài toán thiết kế và chế tạo một hệ thống thiết bị thí nghiệm mới cho cơ cấu rung - va đập với ý tƣởng khai thác rung động từ ống dây đã đƣợc mô tả. Chƣơng này sẽ tiếp tục trình bày cách thức tiến hành thí nghiệm và khảo sát các đặc tính của cơ cấu mới. một nghiên cứu thực nghiệm đƣợc thực hiện để kiểm chứng và xác nhận hiệu suất trong cơ chế tác động của cơ cấu rung - va đập mới đã đƣợc thực hiện. Các đặc tính chuyển động của ống dây và tốc độ di chuyển thông qua va đập của nó đã đƣợc xem xét và phân tích. Tần số và chuyển động của cơ hệ ở cả hai thành phần chuyển động của ống dây và cơ hệ đã đƣợc phân tích. Kết quả thử nghiệm thu đƣợc đã đƣợc so sánh với kết quả của cơ cấu cũ (RLC-07) để xác minh những cải tiến cho mô hình cơ cấu mới. Các bộ số liệu thử nghiệm của cả hai cơ cấu đƣợc so sánh, trình bày dƣới hình thức đồ thị FFT (phép biến đổi nhanh Fourier) giữa chuyển vị của cơ hệ và thời gian. Đây là tính tích hợp của chuỗi thời gian với các dữ liệu thu thập đƣợc. Tất cả các kết quả đƣợc mô phỏng trực tiếp từ số liệu đã thu thập từ các hoạt động của cơ hệ. Phần 4.2. sẽ mô tả về hệ thống và các thiết bị trong thí nghiệm, cách thiết lập, cài đặt một chƣơng trình thí nghiệm. Phƣơng pháp khảo sát, thu thập số liệu cho mỗi lần thử nghiệm sẽ đƣợc thể hiện trong phần 4.3. Tiếp theo, các kết quả thử nghiệm, sự so sánh và một số những ý kiến thảo luận đƣợc trình bày trong phần 4.4. Phần 4.5. sẽ là các phân tích về động lực học của cơ cấu mới. Các kết luận chính phần thực hiện của chƣơng sẽ đƣợc tóm tắt ở phần cuối cùng, phần 4.6. 4.2. Mô tả thí nghiệm Sơ đồ thí nghiệm đƣợc trình bày trên hình 4.1. (a) 2 3 4 LVDT LVDT 1 X(t) 7 OriginLab Offline 5 Bộ tiếp nhận dữ liệu DAQ USB-6008 6 Bộ xử lý dữ liệu thu được NILabView 3.0 DVD P C COMPAQ  Màn hình hiển thị kết quả COMPAQ (b) Hình 4.1: (a) Sơ đồ chi tiết (b) Hình ảnh của hệ thống thiết bị trong thí nghiệm. Chƣơng trình thử nghiệm đƣợc tiến hành để xác định tính chất trong các chuyển động của cơ hệ cũng nhƣ lực tác động tạo ra khi lõi sắt hoặc ống dây va đập vào chốt chặn. Ống dây này có độ tự cảm tối đa là 0,25 H và giá trị tối thiểu là 0,15 H. Điện trở của cuộn dây R = 19,8 W. Tổng khối lƣợng của hệ thống trƣợt bao gồm tấm trƣợt và các chi tiết trên nó có khối lƣợng 6,6 kg, trong đó khối lƣợng của hệ thống xe bao gồm cả cuộn cảm và lõi sắt nặng 3,2 kg, riêng lõi sắt có khối lƣợng là 0,3 kg. Điện áp đƣợc cung cấp vào cơ cấu với các giá trị khác nhau thay đổi từ 80 V đến 110 V với giá trị 5V thay đổi trong mỗi khoảng. Điện dung của tụ điện đƣợc lắp trong mạch RLC là 45 μF. Trong mỗi lần thí nghiệm, ban đầu, tấm trƣợt (3) đƣợc thiết lập vị trí ban đầu một đầu của rãnh dẫn hƣớng (1). Thiết bị đo LVDT (4) đƣợc xác lập ở mức 0mm. Ngay sau khi đƣợc cấp điện cơ cấu rung sẽ hoạt động, làm cho tấm trƣợt (trên đó có ống dây (2)) chuyển động về phía trƣớc. Chuyển động này đƣợc chuyển đổi thành tín hiệu số qua cảm biển vị trí LVDT, sau đó đƣợc kết nối với các kênh đầu vào tƣơng ứng của hệ thống thu thập dữ liệu DAQ USB-6008 (5) và đƣợc hiển thị trên màn hình với phần mềm hiển thị dao động NI LabView Signal Express 3.0 (6) để theo dõi. và lƣu vào một file trên máy tính với tỷ lệ lấy mẫu cho các tín hiệu đƣợc thiết lập là 10 kHz. Sau đó dữ liệu đƣợc lƣu lại này sẽ đƣợc phân tích, xử lý bằng phần mềm OriginLab (7). Hai mức ma sát giữa tấm trƣợt và rãnh dẫn hƣớng của cơ cấu lần lƣợt là 4 và 6 kg lực đã đƣợc thiết lập nhằm khảo sát khả năng làm việc của cơ hệ trong các điều kiện khác nhau. Cách xác định lực ma sát xin xem lại mục 3.4.4. Với mỗi mức ma sát, các thí nghiệm đƣợc tiến hành cho cả hai mô hình cơ cấu RLC-07 và RLC-09. Số liệu thu đƣợc sẽ đƣợc phân tích để so sánh giữa hai cơ cấu. Mỗi cơ cấu đƣợc tiến hành một bộ thí nghiệm theo các xác lập bao gồm 7 giá trị của nguồn điện áp cung cấp vào cơ cấu, và 5 giá trị khoảng cách va đập. 4.3. Phương pháp khảo sát thí nghiệm Trƣớc tiên, để đảm bảo tính chính xác, việc thu thập số liệu cho cho mỗi bộ thông số của hệ thống sẽ đƣợc thực hiện ba lần lấy số liệu, sau đó kiểm tra và chọn giá trị trung bình làm giá trị để phân tích cho bộ thông số đó. Hình 4.2 minh họa cho kết quả thu đƣợc sau khi tiến hành thí nghiệm ở mức điện áp 80V và khoảng va đập L=3mm của cơ cấu RLC-09. Hình 4.2. Đồ thị chuyển động của cơ cấu RLC-09 trong 3 lần lấy số liệu tại 80V điện áp cấp vào và khoảng va đập 3mm. Với mỗi mức điện áp, để chọn đƣợc khoảng cách va đập phù hợp nhất, trƣớc hết điểm va đập đƣợc điều chỉnh bằng tay để xác định thô vùng va đập hiệu quả. Thực tế thí nghiệm cho thấy chỉ có một vùng nhỏ cho kết quả va đập tích cực. Điểm va đập phù hợp nhất đƣợc xác định bằng cách tiến hành thí nghiệm, đo và so sánh số liệu hành trình đi đƣợc của tấm trƣợt. Do điều kiện hạn chế về thời gian, khoảng cách của các điểm va đập chỉ đƣợc xác lập với bƣớc nhảy 1 mm và 5 giá trị đƣợc khảo sát. Khoảng va đập ở đây là khoảng cách đƣợc tính từ vị trí cân bằng của ống dây đến điểm va đập với cơ cấu RLC-09 và khoảng cách từ lõi sắt ở tại điểm giữa ống dây đến điểm va đập với cơ cấu RLC-07. Nhận xét rằng các khoảng cách này không đƣợc sử dụng để so sánh giữa hai cơ cấu mà chỉ dùng để tham chiếu trong từng cơ cấu để chọn vị trí điểm va đập tốt nhất của chính cơ cấu đó. Hình 4.3 minh họa cách xác định điểm va đập cho mức điện áp 80V ở cơ cấu RLC-09. Vùng chứa điểm va đập hợp lý đƣợc khảo sát là từ 2 đến 6 mm. Hình 4.3. Đồ thị chuyển động của cơ cấu RLC-09 với 5 khoảng va đập tại 80V điện áp cấp vào. Qua hình vẽ có thể nhận thấy rằng với mức điện áp cấp vào là 80V thì cơ cấu sẽ hoạt động hiệu quả nhất với khoảng va đập là 4mm. Các số liệu thu thập đƣợc trong mỗi thử nghiệm cho mỗi cơ cấu sẽ đƣợc tổng hợp phân tích để chọn ra kết quả tốt nhất sau đó đem ra so sánh về hiệu quả làm việc giữa hai cơ cấu RLC -07 và RLC-09 trong từng mức điện áp cũng nhƣ giữa các bộ thông số hoạt động hiệu quả nhất cho từng cơ cấu. 4.4. Kết quả thí nghiệm 4.4.1. Mức ma sát 4 kg lực * Cơ cấu RLC-09 Với mỗi mức điện áp giá trị hành trình đi đƣợc của tấm trƣợt sau 5 giây đƣợc ghi lại và đƣa vào bảng số liệu so sánh. Kết quả cho 7 mức điện áp cấp vào từ 80V đến 110V đƣợc cho trong bảng 4.1. Bảng 4.1. Lượng dịch chuyển sau thời gian 5 giây của cơ cấu RLC-09 ứng với các mức điện áp(U) và khoảng va đập (L) khác nhau U L 80 85 90 95 100 105 110 0 x x x 124 122 119 126 1 x 103 117 138 136 128 137 2 94 110 126 147 143 140 131 3 101 122 131 140 132 131 118 4 109 115 123 128 120 117 109 5 98 104 114 x x x x 6 91 x x x x x x Nhìn vào bảng 4.1 ta thấy, ở mỗi mức điện áp có yêu cầu khoảng cách va đập hợp lý là khác nhau. Chẳng hạn, ở mức 80V khoảng cách va đập hợp lý nhất là 4 mm, còn ở mức 85V, khoảng cách này lại là 3 mm. Để chỉ ra tính ƣu việt của cơ cấu mới so với cơ cấu cũ kết quả hành trình đi đƣợc trong điều kiện tốt nhất của từng cơ cấu đƣợc đem ra so sánh với nhau. Do vậy, ta xác lập điều kiện cho kết quả hành trình đi đƣợc gồm cặp thông số điện áp và khoảng cách va đập. Nhƣ vậy 7 điều kiện làm việc đƣợc thiết lập và liệt kê trong bảng 4.2 Bảng 4.2. Điều kiện làm việc ứng với các mức điện áp và khoảng va đập của cơ cấu RLC-09 và lượng dịch chuyển của tấm trượt sau thời gian 5 giây Điều kiện làm việc 1 2 3 4 5 6 7 Điện áp cấp vào U (Vol) 80 85 90 95 100 105 110 Khoảng va đập L (mm) 4 3 3 2 2 2 1 Lƣợng dịch chuyển Q (mm) 109 122 131 147 143 140 137 Kết quả này đƣợc biểu diễn qua đồ thị nhƣ hình 4.4 Q (mm) 150 140 130 120 110  1 2 3 4 5 6 7 Điều kiện Hình 4.4. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau khoảng thời gian 5 giây của cơ cấu RLC-09 tại các điều kiện làm việc. * Cơ cấu RLC-07 Tiến hành hoàn toàn tƣơng tự, điều kiện ở các mức điện áp, khoảng va đập và lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt của cơ cấu RLC -07 đƣợc liệt kê trong bảng 4.3 Bảng 4.3. Điều kiện làm việc ứng với các mức điện áp và khoảng va đập của cơ cấu RLC-07 và lượng dịch chuyển sau thời gian 5 giây Điều kiện làm việc 1 2 3 4 5 6 7 Điện áp cấp vào U (Vol) 80 85 90 95 100 105 110 Khoảng va đập L (mm) 47 46 46 46 45 44 44 Lƣợng dịch chuyển Q (mm) 24 28 31 34 36 35 33 Kết quả này đƣợc biểu diễn qua đồ thị nhƣ hình 4.5 Q (mm) 36 34 32 30 28 26 24 1 2 3 4 5 6 7 Điều kiện Hình 4.5. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau khoảng thời gian 5 giây của cơ cấu RLC-07 tại các điều kiện làm việc. Kết hợp hai đồ thị hình 4.4 và 4.5 ta đƣợc đồ thị hình 4.6 để so sánh các hành trình trong điều kiện tốt nhất của cả hai cơ cấu. Q (mm) 150 125 100 RLC-09 RLC-07 75 50 25 1 2 3 4 5 6 7 Điều kiện Hình 4.6. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau khoảng thời gian 5 giây của cơ cấu RLC-09 và cơ cấu RLC-07 tại các điều kiện làm việc. Qua hình vẽ, ta thấy cơ cấu RLC-09 luôn cho kết quả hành trình chuyển động cao hơn hẳn so với cơ cấu RLC-07. Ở điều kiện kém nhất của cơ cấu RLC-09 (điều kiện 1) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây đạt 109 mm so với điều kiện 1 cũng là điều kiện kém nhất của của cơ cấu RLC-07 là 24 mm - tức là hiệu quả của cơ cấu RLC-09 nhanh hơn 4,5 lần so với cơ cấu RLC-07. Ở điều kiện tốt nhất của cơ cấu RLC-09 (điều kiện 4) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây đạt đến 147 mm so với điều kiện 4 của cơ cấu RLC-07 chỉ là 34 mm - nhanh hơn đến 4 lần so với RLC-07. Ở điều kiện tốt nhất của cơ cấu RLC-07 (điều kiện 5) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây chỉ đạt 36mm so với cơ cấu RLC-09 tại điều kiện5 là 143 mm - cơ cấu RLC-09 vẫn nhanh hơn đến gần 4 lần so với RLC-07. Cụ thể hơn về tiến trình và tính chất chuyển động trong hai điều kiện tốt nhất của cả hai cơ cấu đƣợc mô tả trong hình 4.7 Hình 4.7. Đặc tính và hành trình chuyển động của cơ cấu RLC-09 và cơ cấu RLC-07 tại điều kiện 4 (a) và điều kiện 5 (b) Từ hình vẽ có thể nhận thấy: - Về lượng dịch chuyển: Cơ cấu RLC-09 luôn cho kết quả cao hơn cơ cấu RLC-07 trong mọi khoảng thời gian kể từ sau khi xuất phát. - Về tốc độ dịch chuyển: Đƣờng thể hiện chuyển động của cơ cấu RLC-07 là đƣờng bậc nhất, rõ nét và ổn định chứng tỏ cơ cấu vận hành ổn định. Đƣờng thể hiện chuyển động của cơ cấu RLC-09 là đƣờng gần bậc nhất, có những khoảng thời gian nhanh, chậm chƣa đều nhau. Điều này có thể do tính chất dao động chƣa ổn định của ống dây khi có lò xo. Các nghiên cứu tiếp sau có thể tiến hành nghiên cứu về tính cộng hƣởng và ổn định cho hệ thống. Để khẳng định rõ hơn ƣu việt của cơ cấu RLC-09 ta tiến hành khảo sát cho cơ cấu với ma sát giữa tấm trƣợt và rãnh dẫn hƣớng ở mức cao hơn, mức 6kg lực. 4.4.2. Mức ma sát 6 kg lực Với các bƣớc tiến hành thu thập số liệu thí nghiệm tƣơng tự ở mức ma sát 4kg lực ta có các kết quả thí nghiệm thu đƣợc nhƣ sau: Với cơ cấu RLC-09 Các điều kiện cho kết quả hành trình đi đƣợc gồm cặp thông số điện áp và khoảng cách va đập đƣợc thiết lập và liệt kê trong bảng 4.4. Bảng 4.4. Điều kiện làm việc ứng với các mức điện áp và khoảng va đập của cơ cấu RLC-09 và lượng dịch chuyển sau thời gian 5 giây Điều kiện làm việc 1 2 3 4 5 6 7 Điện áp cấp vào U (Vol) 80 85 90 95 100 105 110 Khoảng va đập L (mm) 4 3 3 2 2 2 1 Lƣợng dịch chuyển Q (mm) 95 112 126 131 128 116 109 Kết quả này đƣợc biểu diễn qua đồ thị nhƣ hình 4.8 Q (mm) 130 120 110 100 90 1 2 3 4 5 6 7 Điều kiện Hình 4.8. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau khoảng thời gian 5 giây tại các điều kiện làm việc của cơ cấu RLC-09 ở mức ma sát 6kg lực Với cơ cấu RLC-07 Bảng 4.5. trình bày kết quả hành trình đi đƣợc ở các điều kiện cho các cặp thông số điện áp và khoảng cách va đập. Bảng 4.5. Điều kiện làm việc ứng với các mức điện áp và khoảng va đập của cơ cấu RLC-07 và lượng dịch chuyển sau thời gian 5 giây Điều kiện làm việc 1 2 3 4 5 6 7 Điện áp cấp vào U (Vol) 80 85 90 95 100 105 110 Khoảng va đập L (mm) 48 47 47 47 46 45 45 Lƣợng dịch chuyển Q (mm) 14 17 20 22 23 21 20 Biểu diễn kết quả này qua đồ thị nhƣ hình 4.9 Q (mm) 24 22 20 18 16 14 1 2 3 4 5 6 7  Điều kiện Hình 4.9. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau khoảng thời gian 5 giây tại các điều kiện làm việc của cơ cấu RLC-07 ở mức ma sát 6kg lực Kết hợp hai đồ thị hình 4.8 và 4.9 ta đƣợc đồ thị hình 4.10 để so sánh các hành trình trong điều kiện tốt nhất của cả hai cơ cấu. Q (mm) 140  RLC-09 RLC-07 120 100 80 60 40 20 1 2 3 4 5 6 7 Điều kiện Hình 4.10. Đồ thị biểu diễn lượng dịch chuyển sau thời gian 5 giây của cơ cấu RLC-09 và RLC-07 tại các điều kiện làm việc ở mức ma sát 6kg lực Qua hình vẽ ta thấy, ở mức ma sát này cơ cấu RLC-09 còn cho kết quả hành trình chuyển động cao hơn hẳn so với cơ cấu RLC-07. Cụ thể nhƣ: Trong điều kiện kém nhất của cơ cấu RLC-09 (điều kiện 1) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây đạt 95 mm so với điều kiện 1 cũng là điều kiện kém nhất của của cơ cấu RLC-07 là 14 mm - tức là hiệu quả của cơ cấu RLC-09 nhanh hơn 6,5 lần so với cơ cấu RLC-07. Ở điều kiện tốt nhất của cơ cấu RLC-09 (điều kiện 4) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây đạt đến 131 mm so với điều kiện 4 của cơ cấu RLC-07 chỉ là 22 mm - nhanh hơn đến 6 lần so với RLC-07. Ở điều kiện tốt nhất của cơ cấu RLC-07 (điều kiện 5) lƣợng dịch chuyển của tấm trƣợt sau 5 giây chỉ đạt 23 mm so với cơ cấu RLC-09 tại điều kiện 5 là 128 mm - cơ cấu RLC-09 vẫn nhanh hơn đến hơn 5,5 lần so với RLC-07. 4.5. Động lực học cơ cấu Hình 4.11. biểu diễn biên độ các dao động của lõi sắt khi ống dây đƣợc cố định, của ống dây khi chạy tự do và khi ống dây thực hiện va đập sinh công tại hai mức điện áp cấp vào là 95V và 110V. Hình 4.11. Dao động của lõi sắt, ống dây khi chạy tự do và ống dây khi thực hiện va đập sinh công tại điện áp cấp vào 95V (a,c,e) và 110V (b,d,f) Dao động của lõi sắt khi cố định ống dây ở mức điện áp cấp vào 95V (hình a) và 110V (hình d) là tuần hoàn, khá ổn định. Thuật ngữ kỹ thuật dao động gọi là chu kỳ một. Khi ống dây đƣợc để cho chuyển động tự do, dao động của ống dây ở mức điện áp cấp vào 95V (hình b) và 110V (hình e) là tuần hoàn, kém ổn định hơn, có thể tuân theo chu kỳ đôi. Dao động của ống dây đƣợc đo trong quá trình vừa chuyển động dao động quanh vị trí cân bằng vừa thực hiện va đập sinh công tại điện áp cấp vào 95V (hình c) và 110V (hình f) là tuần hoàn, khá ổn định. khoảng dao động đi lên là do chính lực va đập làm ống dây tịnh tiến về phía trƣớc. Tần số dao động của lõi sắt khi ống dây đƣợc cố định, của ống dây khi chạy tự do và khi ống dây thực hiện va đập sinh công tại hai mức điện áp cấp vào là 95V và 110V đƣợc phân tích bằng đồ thị FFT và thể hiện trên hình 4.12. Hình 4.12. Tần số dao động của lõi sắt, ống dây khi chạy tự do và ống dây khi thực hiện va đập sinh công tại điện áp cấp vào 95V (a,c,e) và 110V (b,d,f) Tại điện áp cấp vào 95V, tần số dao động của lõi sắt đƣợc hiển thị trên đồ thị FFT (hình a) là 5Mhz. Khi tăng điện áp lên ở mức 110V tần số dao động của lõi sắt lúc này đã tăng lên 6Mhz (hình b). Điều này có thể đƣợc lý giải nhƣ sau, khi điện áp cấp vào càng tăng, điểm cộng hƣởng trong ống dây đƣợc dịch chuyển càng gần về tâm ống dây làm biên độ dao động của lõi sắt càng giảm, do đó càng làm tăng tần số dao động [3]. Với dao động của ống dây khi đƣợc lắp bộ lò xo và để cho chuyển động tự do, tần số đo đƣợc ở điện áp 95V là 7,1Mhz (hình c) so với 5Mhz của lõi sắt, cũng nhƣ ở điện áp 110V là 7,3Mhz (hình d) so với 6Mhz của lõi sắt. Tần số dao động tăng bởi lý do, trên cùng một hành trình chuyển động tƣơng đối của lõi sắt so với ống dây, nếu ống dây có thể chuyển động tự do thì khi lực điện từ trong ống dây kéo lõi sắt chuyển động về tâm của ống dây và theo định luật 3 Newton thì ống dây cũng bị lõi sắt tác động làm cho chuyển động theo chiều ngƣợc lại. Vì vậy thời gian để cả lõi sắt và ống dây cùng chuyển động tất nhiên sẽ ngắn hơn so với khi chỉ mình lõi sắt chuyển động. Khi lắp thêm chốt chặn để ống dây va đập sinh công làm cho tấm trƣợt chuyển động tần số dao động của ống dây lúc này là 8,2Mhz ở điện áp cấp vào 95V (hình e) và 8,4Mhz ở điện áp 110V (hình f). Ở các mức điện áp tần số dao động lúc này đều tăng so với khi để ống dây chuyển động tự do. Điều này có thể lý giải một cách đơn giản là để ống dây có thể va đập sinh công, chốt chặn luôn phải đƣợc đặt trƣớc khoảng kết thúc hành trình chuyển động của ống dây nhƣ vậy cũng đồng nghĩa với việc hành trình chuyển động hay còn gọi là biên độ dao động của ống dây sẽ bị ngắn hơn do vậy tần số dao động sẽ đƣợc tăng lên. Thêm nữa, khi ống dây va đập, phản lực từ chốt chặn làm cho ống dây bị đẩy ngƣợc trở lại và làm tăng vận tốc ban đầu cho hành trình chạy về của ống dây. 4.6. Kết luận Chƣơng này trình bày chi tiết cách thức tiến hành và phân tích số liệu thí nghiệm. Cả hai mô hình cơ cấu RLC-07 và RLC-09 đã đƣợc tiến hành thí nghiệm trong cùng điều kiện về điện dung, điện áp và lực ma sát. Bảy giá trị điện áp đã đƣợc lần lƣợt đặt lên từng cơ cấu. Hai trạng thái ma sát đã đƣợc khảo sát. Trong tất cả các thí nghiệm, cơ cấu RLC-09 đều cho khả năng thắng lực cản và có tốc độ chuyển động cao hơn từ 4 đến 6,5 lần so với RLC-07. Phân tích động lực học cho thấy, tần số dao động của ống dây trong RLC-09 cao hơn so với tần số dao động của lõi sắt khi ống dây cố định. Chuyển động tịnh tiến của cơ hệ chƣa hoàn toàn là bậc nhất theo thời gian. Điều này có thể có nguyên nhân là, tần số dao động của ống dây chƣa trùng với tần số dao động riêng của lò xo cho nên hệ thống hoạt động chƣa thực sự ổn định. Các nghiên cứu tiếp theo nên đƣợc tiến hành nhằm khai thác cộng hƣởng để nâng cao hiệu năng và tính ổn định của hệ thống. Chương 5 KẾT LUẬN 5.1. Các kết quả chính đã đạt được Một mô hình cơ cấu rung - va đập mới đã đƣợc thiết kế, chế tạo và vận hành thử nghiệm, tính nhỏ gọn và đơn giản của nó vẫn đƣợc đảm bảo mà hiệu năng của cơ cấu RLC đƣợc nâng cao lên tới hơn 6 lần. Dƣới đây là các thành tựu chính mà nghiên cứu này đã thực hiện và đạt đƣợc: · Phân tích và khai thác đặc tính động lực học của cơ hệ để đề xuất mô hình mới; Mô hình thí nghiệm mới này vẫn giữ đƣợc các ƣu điểm vƣợt trội nhƣ tính nhỏ gọn, đơn giản nhƣng có hiệu năng cao hơn hẳn mô hình cũ; · Thiết kế, chế tạo vận hành thành công cơ cấu rung va đập mới; · Thiết lập và thực thi các bộ thí nghiệm khẳng định ƣu việt của mô hình mới; · Khảo sát, phân tích và đánh giá đặc tính hoạt động của mô hình mới; · Xác định các hƣớng căn bản để tiếp tục nâng cao hiệu năng mô hình mới dựa trên khả năng khai thác cộng hƣởng của cơ hệ. 5.2. Đề xuất các nghiên cứu tiếp theo Trong phạm vi của đề tài này, vì giới hạn về thời gian không cho phép, mặc dù nghiên cứu đã đƣa ra và chứng minh đƣợc các ƣu điểm hơn hẳn của mô hình cơ cấu mới so với cơ cấu cũ nhƣng còn có một số vấn đề cần đƣợc nghiên cứu và tìm hiểu sâu hơn cho cơ cấu này ở các bƣớc kế tiếp. Cụ thể là: · Nghiên cứu động lực học của cơ hệ một cách chi tiết hơn. · Khảo sát và tìm điểm cộng hƣởng của cơ hệ. · Thử nghiệm trong điều kiện làm việc thực. · Chế tạo cơ cấu gắn cho máy đào ngầm thực. Tài liệu tham khảo [1]. Mendrela E.A. and Pudlowski Z.J.; Transients and dynamics in a linear reluctance selfoscillating motor; IEEE Transactions on Energy Conversion, 7(1), pp 183-191, 1992. [2]. Mendrella,E.A., (1999), Comparision of the performance of a linear reluctance oscillating motor operaring under ac supply with one under dc supply, IEEE Transactions on Energy Conversion,14(3), pp 328-332. [3]. Nguyễn Văn Dự, Nonlinear Dynamics of Electro-Mechanical Vibro-Impact Machines, Luận án Tiến sỹ, Đại học Nottingham. [4]. Erofeev L.V., Russian Impact-Vibration Pile driving Equipment. Available online at [5]. Barkan, D.D (1962), Dynamics of Bases and Foundations, McGraw-Hill, New York. [6]. Rodger A.A. and Littlejohn G.S (1980), A study of vibratory driving in granular soils, Geotechnique, 30, 269,. [7]. Pavlovskaia E., Wiercigroch, M. and Grebogi, C, (2001), Modelling of an impact system with a drift, Phys. Rev. E 64, 056224. [8]. Pavlovskaia E, Wiercigroch M, Woo K.-C, Rodger A.A, (2003) Modelling of Ground Moling Dynamics by an Impact Oscillator with a Frictional Slider, Meccanica 38: pp 85-97. [9]. Wiercigroch M., Krivtsov A. and Wojewoda, J. IN (2000) Nonlinear Dynamics and chaos of mechanical systems with discontinuities (M.Wiercigroch and B de Kraker, editors), Singapore: World Scientific, Dynamics of high frequency percussive drilling of hard materials. [10]. Wiercigroch M.,Wojewoda J. and Krivtsov A.M (2005) Dynamics of ultrasonic percussive drilling of hard rocks, Journal of Sound and Vibration, 280(3- 5):739-757. [11]. Woo, K.-C., Rodger, A.A., Neilson, R.D. and Wiercigroch, M., (2000)Application of the harmonic balance method to ground moling devices operating in periodic regimes, Chaos, Solitons Fract, 11(15), 2515-2525. [12]. Lok, H.P., Neilson, R.D. and Rodger, A.A.,(1999) Computer-based model of vibro-impact driving, in: Proceedings of ASME DETC: Symposium on Nonlinear Dynamics in Engineering Systems, Las Vegas. [13]. Franca L.F.P., Weber H.I.,(2004) Experimental and numerical study of a new resonance hammer drilling model with drift, Chaos, Solitons and Fractals 21, 789-801. [14]. Miller C., Bredemyer L. (2006), Innovative safety valve selection techniques and data. Journal of Hazardous Materials, (in print). [15]. Topcu E.E, Yuksel I, Kamis Z (2006), Development of electro-pneumatic fast switching valve and investigation of its characteristics. Mechatronics 16, pp 365–378. [16]. Ahn K., Yokota S.,(2005), Intelligent switching control of pneumatic actuator using on/off solenoid valves. Mechatronics 15, pp 683–702. [17]. Kallenbacha E., Kubea H., Zoe ppiga V., Feindta K., Hermannb, Beyerb F. (1999), New polarized electromagnetic actuators as integrated mechatronic components – design and application. Mechatronics 9, pp 769-784. [18]. Gomis-Bellmunt O., Galceran-Arellano S., Andreu A.S., Montesinos-iracle D., Campanile L.F.,(2006), Linear electromagnetic actuator modeling for optimization of mechatronic and adaptronic systems. Mechatronics 17:153-163. [19]. Rashedin R. and Meydan T., (2006) Solenoid actuator for loudspeaker application. Sensors and Actuators A 129, pp 220–223. [20]. Nguyễn Văn Dự (2007), Mô hình nghiên cứu động lực học của một cơ cấu rung va đập mới, Tạp chí Khoa học & Công nghệ, Đại học Thái Nguyên; 4(44) Tập 1; 10/2007 trang 39-44. [21]. Nguyen Van Du and Ko Choong Woo (2005), Experimental investigation of frictional characteristics of vibro-impact moling, IMA International Conference Recent Advances in Nonlinear Mechanics Aberdeen, UK, Book of abstract, Springer 2005. [22]. Jee-Hou Ho, Nguyen Van Du and Ko-Choong Woo,( 2007) Nonlinear dynamics and chaos of new electro-vibroimpact system; Chaos, Solitons and Fractals; Accepted December; in press. [23]. Nguyen Van Du and Woo Ko Choong(2007), New and effective vibro-impact mechanism, International conference, Advance Problems in Mechanics, St. Peterburg (Russia), June 2007, pp 459-471. [24]. Nguyen Van Du and Ko-Choong Woo, (2008) New electro-vibroimpact system, Journal of Mechanical Engineering Science, Vol. 222, No. 4. (2008), pp. 629-642. [25]. Nguyen Van Du and K-C. Woo,( 2008) Nonlinear dynamic responses of new electro-vibroimpact system, Journal of Sound and Vibration; Volume 310, Issues 4-5, March 2008, pp. 769-775. [26]. Nguyen Van Du, Ko Choong Woo and Pavlovskaia E (2007), Experimental study and mathematical modelling of a New of vibro-impact moling device, International Journal of Nonlinear Mechanics, vol. 43 (2008), issue 6, pp. 542-550. PHỤ LỤC CÁC CÔNG BỐ KHOA HỌC