Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của ma sát trong xylanh – piston khí đến sai lệch vị trí của ổ cấp dao trên máy CNC trong điều kiện nhiệt ẩm Việt Nam

dịch chuyển và độ ẩm thực nghiệm STT Tốc độ dịch chuyển v (mm/s) Lực ma sát tĩnh Fmst (N) Lực ma sát động Fmsd (N) RH 51% RH 75% RH 99% RH 51% RH 75% RH 99% 1 5 40.45 37.89 33.91 20. 1 19.01 17.25 2 10 28.2 26.4 23.43 16.94 15.7 13.52 3 30 15.61 14.8 13.27 12.9 11.84 9.93 4 50 17.57 16.66 15.38 14.89 13.76 11.88 5 100 22.52 21.68 20.23 20.9 19.85 17.8 Từ số liệu thực nghiệm thu đƣợc bảng 4.2, mối quan hệ giữa lực ma sát tĩnh Fmst, lực ma sát động Fmsd và độ ẩm tƣơng đối RH tại các tốc độ dịch chuyển khác nhau nhƣ đƣợc thể hiện trên hình 4.4 và hình 4.5 Hình 4.4 cho thấy lực ma sát tĩnh có xu hƣớng giảm khoảng từ 10 ÷ 16% khi độ ẩm tƣơng đối tăng từ 51% ÷ 99% ở tất cả các tốc độ dịch chuyển tiến hành thực nghiệm. Hình 4.5 cho thấy lực ma sát động Fmsd cũng có xu hƣớng giảm khoảng 14 ÷ 24% khi độ ẩm tƣơng đối tăng từ 51% ÷ 99% ở tất cả các tốc độ dịch chuyển tiến hành thực nghiệm. Căn cứ vào các đồ thị trên hình 4.4 và 4.5 cho thấy lực ma sát tĩnh và lực ma sát động đều chịu ảnh hƣởng của độ ẩm tƣơng đối, khi độ ẩm tƣơng đối tăng thì ma sát giảm, nhƣng ảnh hƣởng của độ ẩm tƣơng đối đến lực ma sát động lớn hơn lực ma sát tĩnh. Điều này có thể đƣợc giải thích bởi lớp màng ẩm trên bề mặt cần piston đóng vai trò nhƣ một lớp chất bôi trơn giới hạn trong qúa trình chuyển động và đặc tính bôi trơn của màng ẩm tùy thuộc vào giá trị độ ẩm tƣơng đối trong qúa trình làm việc của XLPTKN. Trong trạng thái dịch chuyển ban đầu (quá trình đạt tới ma sát tĩnh) bề mặt tiếp xúc ít chịu ảnh hƣởng của màng ẩm so với quá trình động. Vƣợt qua trạng thái dịch chuyển ban đầu hai bề mặt có sự dịch chuyển tƣơng đối, lớp màng ẩm đƣợc cuốn vào bề mặt ma sát tạo ra hiệu ứng bôi trơn giới 40 60 80 100 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 F m s d ( N ) RH (%) v = 5mm/s v = 10mm/s v = 30mm/s v = 50mm/s v = 100mm/s 40 60 80 100 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 F m st ( N ) RH (%) v = 5 mm/s v = 10 mm/s v = 30 mm/s v = 50 mm/s v = 100 mm/s Hình 4.4 Đồ thị quan hệ lực ma sát tĩnh – độ ẩm tương đối Hình 4.5 Đồ thị quan hệ lực ma sát động – độ ẩm tương đối 89 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 10 12 14 16 18 20 22 Fm sd (N ) v (mm/s) 51% 75% 99% -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 Fm st v (mm/s) 51% 75% 99% hạn, do đó làm tăng hiệu ứng bôi trơn của màng ẩm điều này đƣợc thể hiện rõ ràng khi độ ẩm đạt từ 95% trở lên. Từ bảng số liệu 4.2 xây dựng đƣợc đồ thị thể hiện mối quan hệ lực ma sát tĩnh và động – tốc độ dịch chuyển ở các độ ẩm tƣơng đối khác nhau: 51%, 75%, 99%. Trên hình 4.6 là sự phụ thuộc của lực ma sát tĩnh Fmst vào tốc độ dịch chuyển ở độ ẩm 51%, 75%, 99%. Hình 4.7 là sự phụ thuộc của lực ma sát động Fmsđ vào tốc độ dịch chuyển độ ẩm 51%, 75%, 99% Hình 4.6 Đồ thị quan hệ lực ma sát tĩnh – tốc độ dịch chuyển ở độ ẩm 51%,75%, 99% Hình 4.7 Đồ thị quan hệ lực ma sát động – tốc độ dịch chuyển ở độ ẩm 51%, 75%, 99%. Nhận xét chung: Hình 4.6 cho thấy sự phụ thuộc của lực ma sát tĩnh vào dịch chuyển hoàn toàn tuân theo dạng đƣờng cong Stribeck, lực ma sát đạt giá trị nhỏ nhất trong vùng 25 ÷ 35 mm/s, ở tất cả các tốc độ khảo sát thực nghiệm giá trị lực ma sát tĩnh ở độ ẩm tƣơng đối 51 % cao hơn ở độ ẩm tƣơng đối 75% và cao hơn ở độ ẩm tƣơng đối 99%. Hình 4.7 cho thấy sự phụ thuộc ma sát động vào dịch chuyển cũng hoàn toàn tuân theo dạng đƣờng cong Stribeck lực ma sát đạt giá trị nhỏ nhất trong vùng 25 ÷ 35 mm/s, ở tất cả các tốc độ khảo sát thực nghiệm, giá trị lực ma sát động ở độ ẩm tƣơng đối 51% cao hơn ở độ ẩm tƣơng đối 75% và cao hơn ở độ ẩm tƣơng đối 99%. Từ các đồ thị thu đƣợc sau khi xử lý kết quả thực nghiệm trên hình 4.6 và hình 4.7 cho thấy ảnh hƣởng của độ ẩm tƣơng đối tới ma sát động là lớn hơn rõ rệt so với ma sát tĩnh ở cả 5 tốc độ khảo sát. Theo kết quả thực nghiệm trong phạm vi độ ẩm tƣơng đối từ 51% ÷ 99% thì vùng có độ ẩm tƣơng đối từ 75% ÷ 99 % có ảnh hƣởng lớn hơn tới đặc tính ma sát của XLPTKN so với vùng có độ ẩm tƣơng đối 51% ÷ 75%. Điều này có thể đƣợc giải thích do sự ngƣng tụ màng ẩm trên bề mặt cần piston tạo hiệu ứng bôi trơn giới hạn, độ ẩm càng cao càng dễ tạo ra màng ẩm ngƣng tụ trên bề mặt của cần piston do đặc tính ngƣng tụ của hơi nƣớc gần bão hòa. 90 Mối quan hệ tổng quát của lực ma sát tĩnh Fmst, lực ma sát động Fmsd trong XLPTKN phụ thuộc vào độ ẩm tƣơng đối RH và tốc độ dịch chuyển trong thực nghiệm đƣợc thể hiện trên đồ thị hình 4.8 a – Lực ma sát tính b- Lực ma sát động Hình 4.8. Đồ thị sự phụ thuộc của lực ma sát của XLPTKN vào độ ẩm tương đối và tốc độ dịch chuyển 4.3 Thực nghiệm ảnh hƣởng nhiệt độ đến lực ma sát của xylanh – piston khí nén. Điều kiện thử nghiệm: - XLPTKN:TGC50X150 – S, theo ISO 9001 -2008 có D = 50mm, d = 20mm, h = 150mm; - Tốc độ dịch chuyển của XLKN: 5, 10, 30, 50, 100mm/s; - Hành trình dịch chuyển thực nghiệm: 80mm; - Không bôi trơn cần piston; - Áp suất bằng áp suất khí quyển; - Nhiệt độ thay đổi: 150C ÷ 500C Để đánh giá ảnh hƣởng của nhiệt độ đến đặc tính ma sát trong XLPTKN, tiến hành thử nghiệm khảo sát lực ma sát tĩnh và động nhƣ sau: Đặt chế độ nhiệt độ 150C khảo sát đặc tính ma sát lần lƣợt các tốc độ 5 mm/s, 10 mm/s, 30 mm/s, 50 mm/s, 100 mm/s, thu đƣợc các giá trị lực ma sát tĩnh và ma sát động ở các tốc độ khác nhau. Tƣơng tự nhƣ vậy tiến hành ở các nhiệt độ 32,50C và 500C. Mỗi thử nghiệm tiến hành 03 thí nghiệm song song và đƣợc xử lý theo quy hoạch thực nghiệm. Tổng hợp kết quả khảo sát lực ma sát tĩnh và động tƣơng ứng với các tốc độ dịch chuyển trong điều kiện nhiệt độ khác nhau nhƣ trong bảng 4.3 91 Bảng 4.3 Lực ma sát trong XLPTKN theo tốc độ dịch chuyển và nhiệt độ thực nghiệm STT Tốc độ dịch chuyển v (mm/s) Lực ma sát tĩnh Fmst (N) Lực ma sát động Fmsd (N) T 15 0 C T 32,5 0 C T 50 0 C. T 15 0 C T 32,5 0 C T 50 0 C. 1 5 40.51 37.89 35.87 20.39 19.01 18.37 2 10 29.02 26.4 24.87 16.68 15.7 14.98 3 30 16.85 14.8 13.85 12.9 11.84 10.98 4 50 18.56 16.66 15.75 15.12 13.76 12.71 5 100 23.7 21.68 20.75 21.18 19.85 18.73 Từ bảng số liệu 4.3 xây dựng đƣợc đồ thị quan hệ lực ma sát (Fmst và Fmsd) và nhiệt độ nhƣ hình 4.9 a – Lực ma sát tĩnh b- Lực ma sát động Hình 4.9 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát vào nhiệt độ ở tốc độ dịch chuyển khác nhau Nhận xét chung: Đặc tính ma sát của XLPTKN ở các nhiệt độ 150C, 32.50C, 500C theo tốc độ dịch chuyển tuân theo dạng đƣờng cong Stribeck. Trên hình 4.9a đồ thị lực ma sát tĩnh theo tốc độ dịch chuyển ở các điều kiện nhiệt độ khác nhau tuân theo dạng đƣờng cong Stribeck. Khi nhiệt độ tăng từ 150C ÷ 500C lực ma sát có xu hƣớng giảm dần. Mặt khác, khi tăng nhiệt độ 150C ÷ 32.50C lực ma sát giảm nhiều hơn khi nhiệt độ tăng 32.50C ÷ 500C. Trên hình 4.9b đồ thị lực ma sát động theo tốc độ dịch chuyển ở các điều kiện nhiệt độ khác nhau tuân theo dạng đƣờng cong Stribeck. Khi nhiệt độ tăng từ 150C ÷ 500C lực ma sát có xu hƣớng giảm dần. Mặt khác, khi tăng nhiệt độ 150C ÷ 32.50C lực ma sát giảm nhiều hơn khi nhiệt độ tăng 32.50C ÷ 500C. Khi thay đổi nhiệt độ lực ma sát động biến đổi mạnh hơn lực ma sát tĩnh. Điều này có thể lý giải nhƣ sau: Khi làm việc, ma sát trong XLPTKN thực chất là ma sát của gioăng làm kín và bề mặt xylanh hoặc bề mặt cần piston. Vật liệu làm gioăng thƣờng là cao su, polymer vvKhi nhiệt độ thay đổi các gioăng làm kín bị biến tính lớn hơn so với bề mặt xylanh và cần piston. Ở nhiệt độ 150C gioăng bị làm cứng lại, giảm tính đàn hồi, lực ma sát -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 Fm st (N ) v (mm/s) 15 32.5 50 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 10 12 14 16 18 20 22 Fm sd (N ) v (mm/s) 15 32.5 50 92 lớn. Khi tăng nhiệt độ gioăng đƣợc làm mềm, tính đàn hồi tăng, làm cho lực ma sát giảm khi chuyển động. 4.4 Quy hoạch thực nghiệm ảnh hƣởng của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam đến đặc tính ma sát của xylanh – piston khí nén dùng trong ổ cấp dao máy CNC Điều kiện thử nghiệm: - XLPTKN: TGC50X150 –S, theo ISO 9001 - 2008 có D = 50mm, d = 20mm, h = 150mm; - Tốc độ dịch chuyển của XLPTKN: 30mm/s, 50mm/s, 100mm/s; - Hành trình dịch chuyển thực nghiệm: 80mm; - Không bôi trơn cần piston; - Áp suất bằng áp suất: 0bar, 5bar; - Nhiệt độ thay đổi: 150C ÷ 500C; - Độ ẩm thay đổi: 51% ÷ 99%. Để đánh giá ảnh hƣởng của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam đến đặc tính ma sát của XLPTKN, tiến hành thử nghiệm khảo sát ma sát nhƣ sau: Đặt chế độ nhiệt độ 150C, độ ẩm thay đổi tƣơng ứng 51%, 75%, 99% khảo sát đặc tính ma sát lần lƣợt các tốc độ 30 mm/s, 50 mm/s, 100 mm/s. Tƣơng tự nhƣ vậy tiến hành ở các nhiệt độ 32,50C và 500C, độ ẩm tƣơng ứng thay đổi 51%, 75%, 99%. Mỗi thử nghiệm tiến hành 03 thí nghiệm song song và đƣợc xử lý theo quy hoạch thực nghiệm. Tổng hợp kết quả khảo sát đặc tính sát ma sát tƣơng ứng với các tốc dộ dịch chuyển trong điều kiện độ ẩm khác nhau nhƣ trong bảng 4.4. Để thực hiện quy hoạch thực nghiệm trực giao tiến hành mã hóa biến T, RH thành biến không thứ nguyên x1, x2. Phƣơng trình hồi quy bậc 2 có dạng: 2 2 0 1 1 2 2 12 1 2 11 1 22 2y b b x b x b x x b x b x      Các biến mã hóa đƣợc xác định theo công thức sau: 01 ; T T x T    02 RH RH x RH    (4.3) Trong đó: T0 - giá trị trung bình mức cơ sở của nhiệt độ tính theo công thức ax min0 2 mT TT   (4.4) RH0 - giá trị trung bình mức cơ sở của độ ẩm tƣơng đối tính theo công thức ax min 2 mRH RHRH   (4.5) 93 T – Khoảng biến đổi mức của biến x1 tính theo công thức: ax min 17.5 2 mT TT     (4.6) RH – Khoảng biến đổi mức của biến x2 tính theo công thức: ax min 2 mRH RHRH    (4.7) Bảng 4.4 Tổng hợp các thông số đầu vào, đầu ra và kết quả tổ chức thực nghiệm STT Tốc độ dịch chuyển v(mm/s) Nhiệt độ T ( 0 C) Độ ẩm RH (%) Lực ma sát tĩnh Fmst (N) Lực ma sát động Fmsd (N) 1 30 15 51 17.41 13.8 75 16.85 12.9 99 14.39 10.79 32.5 51 15.61 12.9 75 14.8 11.84 99 13.27 9.93 50 51 14.41 11.61 75 13.85 11.28 99 11.61 8.36 2 50 15 51 19.05 16.52 75 18.56 15.52 99 16.41 13.37 32.5 51 17.57 14.89 75 16.66 13.76 99 15.38 11.88 50 51 16.22 13.31 75 15.75 12.71 99 13.85 10.47 3 100 15 51 24.2 22.12 75 23.7 21.58 99 21.18 19.78 32.5 51 22.52 20.9 75 21.68 19.85 99 20.23 17.8 50 51 21.26 19.5 75 20.75 18.73 99 18.75 16.3 4.4.1 Xác định các hệ số của hàm hồi quy lực ma sát tĩnh a. Tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s Tiến hành làm thí nghiệm thu đƣợc kết quả trong bảng 4.4, ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình nhƣ trong bảng 4.5 94 Bảng 4.5 Ma trận quy hoạch trực giao ở v = 30 mm/s Nhờ tính trực giao của ma trận quy hoạch, tất cả các hệ số hồi quy xác định độc lập với nhau theo công thức [6, 7]. 1 1; 1, ; ; , 1, 2 2( . ) 1 N N x y x y yji i ji ui i i ib j k b j u k j ju Nx ji x xji ui i             nhƣng j u (4.8) ' 0 ' . 1 1; ; 1, 2( ' ) 1 N N y x yi ji ii ib b j kjj NN x jii          ; (4.9) -Tính các hệ số: ' 0 1 14.6778 9 1 N b yii    1 2 11 0.0312 1 2 42 1( . )1 2 1 N x x yi i i N ib x x yi i iN ix xi i i       ' 1 11 ' 0.1767 11 122 1( ' ) 1 1 N x y i i N ib x y i iN ix i i       ' 2 11 ' 0.7333 22 222 1( ' ) 2 1 N x y i i N ib x y i iN ix i i        -Kiểm tra tính có nghĩa của các hệ số làm thí nghiệm lặp lại ở tâm Giá trị trung bình các thí nghiệm tại tâm (lặp lại 3 lần) N Biến thực Biến mã hóa y Fmst (N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 17.41 2 50 51 + + - 1/3 1/3 14.41 3 15 99 + - + 1/3 1/3 14.39 4 50 99 + + + 1/3 1/3 11.61 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 16.85 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 13.85 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 15.61 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 13.27 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 14.8 2 1 2 22 1 2 1 1.3433 6 N i i N i i i i i x y b x y x         1 1 1 12 1 1 1 1.4467 6 N i i N i i i i i x y b x y x         95 0 0 1 1 14.8 m a a y y m    Phƣơng sai lặp đƣợc xác định nhƣ sau: 2 00 2 1 11 ( ) 0.0541 1 m a a y y S m       Các phƣơng sai và độ lệch chuẩn của hệ số bj xác định nhƣ sau: 2 2 11 2 0,0541 0,009 0,095 6 bj bj ji S S S x       2 2 11 2 0.0271 0,1645bjj bjj jj S S S x      2 2 11 2 0.0135 0,1163bju bju iju S S S x      2 2 11 '0 '02 0 0,006 0,0775b b i S S S x      Giá trị của các chuẩn số Student lần lƣợt là: t0 = 189.3141; t1 = -15.2351; t2 = -14.1469; t12 = 0.2580; t11 = 1.0742; t22 = -4.4588 Nhƣ vậy có 4 hệ số b‟0, b1, b2, b22 có nghĩa vì thỏa mãn điều kiện: tbj > t2;0,05 = 4.303 (tra bảng phụ lục 5 [6]) - Hàm hồi quy lực ma sát tĩnh phụ thuộc vào nhiệt độ và độ ẩm có thể viết dƣới dạng yˆ = 14.6778 -1.4467x1 -1.3433x2 - 0.7333x‟2 Thay 2 2 21 1 1 1 1 2 ' 3 N ji i x x x x N      và 2 2 22 2 2 1 1 2 ' 3 N ji i x x x x N      vào phƣơng trình trên ta đƣợc hàm hồi quy mã hóa nhƣ sau: yˆ = 15.1667 – 1.4467x1 – 1.3433x2 - 0.7333x2 2 (4.10) Kiểm tra tính có nghĩa của b0 đƣợc xác định nhƣ sau: '0 0 0 2 2 2 2 2 2;0, 0 050 1 4.303; ( ) b b bjj j b j t b t x S S S S       Ta có 0 15.1667 18,013 4.303 0,1645 0,0775 t     Nhƣ vậy b0 có nghĩa - Tính tƣơng hợp của phƣơng trình đƣợc kiểm tra theo chuẩn số Fisher chính là tỷ số của các phƣơng sai: Phƣơng sai dƣ đƣợc xác định nhƣ sau: 2( ) 2 1 0.0596 N y yi i iS du N l     96 Trong đó: ,yi iy – Giá trị đo và giá trị tính ở thí nghiệm thứ i; N – Số thí nghiệm trong quy hoạch; N= 9; l – Số hệ số có nghĩa trong phƣơng trình hồi quy l = 4. Chuẩn số Fischer có giá trị nhƣ sau: 2 2 0.0596 1.1015 0.0541 du ll S F S    Tra bảng F0.05;2;4 = 19.3 (tra phụ lục 7 [6]) Vì F< F0.05;2;4 = 19.3 nên mô hình tƣơng hợp thực nghiệm Thay biến thực vào phƣơng trình (4.10) ta có hàm hồi quy thực nghiệm ma sát tĩnh theo nhiệt độ và độ ẩm ở tốc độ dịch chuyển 30mm/s nhƣ sau: Fmst(30mm/s) = 14.8901– 0.0827T + 0.1358RH– 0.0013RH 2 (4.11) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát tĩnh theo môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ dịch chuyển 30mm/s thể hiện trên hình 4.10 Hình 4.10 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát tĩnh vào môi trường nhiệt ẩm ở tốc độ dịch chuyển 30mm/s Nhận xét: Sự phụ thuộc của lực ma sát tĩnh vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmst(30mm/s) = 14.8901– 0.0827T + 0.1358RH– 0.0013RH 2 Từ đồ thị 4.10 cho thấy lực ma sát tĩnh chịu ảnh hƣởng rõ rệt của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn nhất. 97 Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%). Ảnh hƣởng của T là bậc 1 và của RH là bậc 2, cho thấy tính phi tuyến của mối quan hệ đƣợc thể hiện rõ rệt ở RH. b. Tốc độ dịch chuyển v= 50mm/s Tiến hành làm thí nghiệm thu đƣợc kết quả trong bảng 4.4, ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình nhƣ trong bảng nhƣ trong bảng 4.6 Bảng 4.6 Ma trận quy hoạch trực giao của ma sát tĩnh ở tốc độ 50mm/s Xử lý thực nghiệm thu đƣợc hàm hồi quy lực ma sát tĩnh theo nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển 50mm/s Fmst(50mm/s) = 17.6463 – 0.0781T + 0.1002RH - 0.0010RH 2 (4.12) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát tĩnh theo môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ dịch chuyển 50mm/s thể hiển trên hình 4.11 Nhận xét: Sự phụ thuộc của lực ma sát tĩnh vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 50mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmst(50mm/s) = 17.3885 – 0.0781T + 0.1062RH - 0.0010RH 2 Từ đồ thị hình 4.11 cho thấy lực ma sát tĩnh chịu ảnh hƣởng rõ rệt của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn nhất. Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%). Tính phi tuyến đƣợc thể hiện rõ rệt trong mối quan hệ lực ma sát tĩnh với RH cho thấy sự phức tạp của việc hình thành màng ẩm trên bề mặt ma sát. N Biến thực Biến mã y Fmst(N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 19.05 2 50 51 + + - 1/3 1/3 16.22 3 15 99 + - + 1/3 1/3 16.41 4 50 99 + + + 1/3 1/3 13.85 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 18.56 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 15.75 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 17.45 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 15.38 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 16.66 98 Hình 4.11 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát tĩnh vào môi trường nhiệt ẩm ở tốc độ dịch chuyển 50mm/s c. Tốc độ dịch chuy n tại v= 100mm/s Tiến hành làm thí nghiệm thu đƣợc kết quả trong bảng 4.4, ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình nhƣ trong bảng nhƣ trong bảng 4.7. Bảng 4.7 Ma trận quy hoạch trực giao của ma sát tĩnh ở tốc độ 100mm/s Xử lý thực nghiệm thu đƣợc hàm hồi quy lực ma sát tĩnh theo nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ứng tốc độ 100mm/s Fmst(100mm/s) = 21.9854 – 0.0792T + 0.1245RH- 0.0012RH 2 (4.13) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát tĩnh theo môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ dịch chuyển 100mm/s thể hiển trên hình 4.12. N Biến thực Biến mã y Fmst (N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 24.2 2 50 51 + + - 1/3 1/3 21.26 3 15 99 + - + 1/3 1/3 21.18 4 50 99 + + + 1/3 1/3 18.75 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 23.7 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 20.75 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 22.37 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 20.18 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 21.68 99 Nhận xét: Sự phụ thuộc của lực ma sát tĩnh vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 100mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmst(100mm/s) = 21.9854 – 0.0792T + 0.1245RH- 0.0012RH 2 Từ đồ thị hình 4.12 cho thấy lực ma sát tĩnh chịu ảnh hƣởng rõ rệt của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn nhất. Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%) Hình 4.12 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát tĩnh vào môi trường nhiệt ẩm ở tốc độ dịch chuyển 100mm/s Nhận xét chung: Lực ma tĩnh của XLPTKN chịu ảnh hƣởng rõ rệt của nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối không khí. Căn cứ vào phƣơng trình hồi quy thực nghiệm cho thấy lực ma sát tĩnh giảm khi T và RH tăng. Tuy nhiên mức độ giảm theo độ ẩm nhiều hơn hơn theo nhiệt độ thể hiện ở mối quan hệ phi tuyến bậc 2 với RH, điều này có thể giải thích do hiện tƣợng bôi trơn giới hạn xuất hiện trên bề mặt ma sát. Hiện tƣợng này phụ thuộc vào thay đổi chiều dày màng ẩm hình thành khi độ ẩm tƣơng đối của không khí biến thiên. Khi T và RH cao màng ẩm tạo hiệu ứng bôi trơn giới hạn lớn hơn T và RH thấp. 4.4.2 Xác định các hệ số của hàm hồi quy lực ma sát động a. Tốc độ dịch chuy n v = 30mm/s Tiến hành làm các thí nghiệm thu đƣợc kết quả bảng 4.4, ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình nhƣ trong bảng 4.8. 100 Bảng 4.8 Ma trận quy hoạch trực giao của ma sát động ở tốc độ 30mm/s Sau khi xử lý số liệu thực nghiệm thu đƣợc hàm hồi hồi quy lực ma sát động của XLPTKN ở tốc độ dịch chuyển 50mm/s nhƣ sau Fmsd(30mm/s) = 10.7477 – 0.0594T+0.1478RH -0.0014RH 2 (4.16) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát động vào môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s thể hiển trên hình 4.13 Hình 4.13 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát động vào môi trường nhiệt ẩm ở tốc độ dịch chuyển 30mm/s Nhận xét : Sự phụ thuộc của lực ma sát động vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmsd(30mm/s) = 10.7477 – 0.0594T+0.1478RH -0.0014RH 2 Từ đồ thị hình 4.13 cho thấy lực ma sát động chịu ảnh hƣởng rõ rệt của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn nhất. Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ N Biến thực Biến mã hóa y Fmsd (N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 13.8 2 50 51 + + - 1/3 1/3 11.61 3 15 99 + - + 1/3 1/3 10.79 4 50 99 + + + 1/3 1/3 8.36 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 12.9 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 11.28 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 12.7 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 9.93 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 11.84 F m sd [ N ] 101 nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%). Lực ma sát động Fmsd tuyến tính theo nhiệt độ T và phi tuyến bậc 2 theo độ ẩm tƣơng đối RH b. Tốc độ dịch chuy n v = 50mm/s Tiến hành làm thí nghiệm thu đƣợc kết quả trong bảng 4.4 ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình nhƣ trong bảng nhƣ trong bảng 4.9 Bảng 4.9 Ma trận quy hoạch trực giao của ma sát động ở tốc độ 50mm/s Sau khi xử lý số liệu thực nghiệm thu đƣợc hàm hồi hồi quy lực ma sát động của XLPTKN ở tốc độ dịch chuyển 50mm/s nhƣ sau: Fmsd(50mm/s) = 15.6835 – 0.08495T + 0.0911RH – 0.001RH 2 (4.17) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát động vào môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ dịch chuyển v = 50mm/s thể hiển trên hình 4.14 Hình 4.14 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát động vào môi trường nhiệt với tốc độ dịch chuyển 50mm/s N Biến thực Biến mã y Fmsd (N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 16.52 2 50 51 + + - 1/3 1/3 13.31 3 15 99 + - + 1/3 1/3 13.37 4 50 99 + + + 1/3 1/3 10.47 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 15.52 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 12.71 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 14.89 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 11.88 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 13.76 F m sd [ N ] 102 Nhận xét: Sự phụ thuộc của lực ma sát động vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 50mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmsd(50mm/s) = 15.6835 – 0.08495T + 0.0911RH – 0.001RH 2 Từ đồ thị hình 4.14 cho thấy lực ma sát động chịu ảnh hƣởng rõ rệt bởi môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn nhất. Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%). Lực ma sát động Fmsd tuyến tính theo nhiệt độ T và phi tuyến bậc 2 theo độ ẩm tƣơng đối RH c. Tốc độ dịch chuy n v = 100mm/s Tiến hành làm thêm các thí nghiệm, ta đƣợc ma trận quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai để xác định các thông số của mô hình ( bảng 4.10). Bảng 4.10 Ma trận quy hoạch trực giao của ma sát động ở tốc độ 100mm/s Sau khi xử lý số liệu thực nghiệm thu đƣợc hàm hồi hồi quy lực ma sát động của XLPTKN ứng với tốc độ dịch chuyển 100mm/s nhƣ sau: Fmsd(100mm/s) = 20.9437 – 0.0852T + 0.110RH- 0.0013RH 2 (4.18) Đồ thị thể hiện sự phụ thuộc của ma sát động theo môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam ở tốc độ v = 100mm/s thể hiển trên hình 4.15 Nhận xét: Sự phụ thuộc của lực ma sát động vào nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối ở tốc độ dịch chuyển v = 100mm/s đƣợc xác định là hàm hồi quy bậc 2 có phƣơng trình nhƣ sau: Fmsd(100mm/s) = 20.9437 – 0.0852T + 0.110RH- 0.0013RH 2 Từ đồ thị hình 4.15 cho thấy lực ma sát động chịu ảnh hƣởng rõ rệt của môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Ở vùng phức hợp nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%) lực ma sát có giá trị lớn N Biến thực Biến mã y Fmsd(N) T, 0 C RH, % x0 x1 x2 x‟1 x‟2 1 15 51 + - - 1/3 1/3 22.12 2 50 51 + + - 1/3 1/3 19.5 3 15 99 + - + 1/3 1/3 19.78 4 50 99 + + + 1/3 1/3 16.3 5 15 75 + - 0 1/3 -2/3 21.58 6 50 75 + + 0 1/3 -2/3 18.73 7 32.5 51 + 0 - -2/3 1/3 20.9 8 32.5 99 + 0 + -2/3 1/3 17.8 9 32.5 75 + 0 0 -2/3 -2/3 19.85 103 nhất. Khi tăng nhiệt độ và độ ẩm tƣơng đối lực ma sát có xu hƣớng giảm và đạt giá trị nhỏ nhất tại vùng (T = 500C, RH = 99%). Lực ma sát động Fmsd tuyến tính theo nhiệt độ T và phi tuyến bậc 2 theo độ ẩm tƣơng đối RH Hình 4.15 Đồ thị sự phụ thuộc lực ma sát động vào môi trường nhiệt ẩm ở tốc độ dịch chuyển 100mm/s Bảng 4. 11 Các hệ số của phương trình hồi quy đặc tính ma sát trong điều kiện nhiệt ẩm Việt Nam Lực ma sát Tốc độ dịch chuyển v (mm/s) b0 b1 b2 b22 Fmst 30 14.8901 - 0.0827 0.1358 - 0.0013 50 17.6463 - 0.0781 0.1002 - 0.001 100 21.9854 - 0.0792 0.1245 - 0.0012 Fmsd 30 10.7477 - 0.0594 0.1478 - 0.0014 50 15.6835 -0.0849 0.0911 - 0.001 100 20.9437 - 0.0852 0.110 - 0.0013 Nhận xét chung: Quy luật biến thiên của ma sát động phụ thuộc vào nhiệt ẩm giống nhƣ ma sát tĩnh. Tuy nhiên do đặc thù có chuyển động tƣơng đối lớn hơn nhiều giai đoạn dịch chuyển ban đầu, nên giá trị lực ma sát động trong mối quan hệ với T và RH thƣờng nhỏ hơn. Hiện tƣợng bôi trơn giới hạn xuất hiện rõ ràng cho thấy sự tồn tại rõ rệt của màng ẩm trên bề mặt ma sát. Sự phụ thuộc của đặc tính ma sát ma sát trong XLPTKN vào nhiệt ẩm không khí là do bản chất của vật liệu làm gioăng và hiệu ứng bôi trơn giới hạn của màng ẩm hình thành trên bề mặt piston F m sd [ N ] 104 Để khảo sát lực ma sát động của XLPTKN với điều kiện có áp suất trong buồng xylanh công tác thí nghiệm đƣợc thực hiện ở tâm quy hoạch thực nghiệm. Thí nghiệm có áp suất thực hiện với áp suất 5 bar trong buồng xy lanh công tác, nhằm so sánh với thí nghiệm ở tâm quy hoạch không có áp suất trong buồng xylanh công tác, từ đó xác định đƣợc hệ số ảnh hƣởng giữa có áp suất và không áp suất.  = Fpmsd/ Fmsd (4.19) Trong đó: F p msd - Lực ma sát động ở thí nghiệm có áp suất p = 5 bar; Fmsd - Lực ma sát động ở thí nghiệm có áp suất bằng áp suất khí quyển. Bảng 4.12 Bảng kết quả thực nghiệm với p = 5bar STT Tốc độ dịch chuyển v(mm/s) Nhiệt độ T( 0 C) Độ ẩm tƣơng đối RH(%) F p msd (N) Fmsd (N)  1 30 32.5 75 20.27 11.64 1.71 2 50 32.5 75 24.6 13.57 1.79 3 100 32.5 75 35.72 19.64 1.80 4.5 Ảnh hƣởng của lực ma sát đến sai lệch vị trí của xylanh – piston khí nén trong ở cấp dao máy phay CNC 4.5.1 Giới thiệu hệ thống thay dao máy phay CNC [44] Hệ thay dao tự động của máy CNC - V30 dùng ổ cấp hình tang trống với tâm quay thẳng đứng, tổng số dao mà đài dao có thể chứa là 20 dao. Trọng lƣợng của mỗi dao m = 7kg Dẫn động quay đài dao: Động cơ 5IK60GU-AWU của Đài Loan thông qua cơ cấu Mante Dẫn động tịnh tiến toàn bộ đài dao bằng khí nén thông qua cơ cấu dẫn động xylanh khí nén đƣờng kính piston D = 50mm. Hệ thống thay dao tự động đƣợc bố trí bên trái của đầu trục chính ( nhìn từ phía trƣớc của máy) và có bộ phận cố định đƣợc gắn cứng với thân máy. Các dao gắn trên đài gá dao là các dao tiêu chuẩn. Các chuôi dao là loại chuôi tiêu chuẩn BT 40. Hệ thống thay dao của máy V-30 có kích thƣớc nhỏ, khối lƣợng không quá lớn, phù hợp cho những trung tâm gia công trong sản xuất đơn chiếc và sản xuất loạt nhỏ với khả năng linh hoạt cao trong sản xuất. Dễ thay thế dụng cụ bằng cả hai phƣơng pháp thay thế bằng tay và thay thế tự động 105 4.5.2 Cấu tạo hệ thống thay dao máy phay CNC Cấu tạo của hệ thống thay dao máy CNC cỡ trung đƣợc trình bày trên hình 4.16 Hình 4.16 Cấu tạo hệ thống thay dao trên máy CNC V30 Ổ cấp dao đƣợc đƣa vào vị trí thay dao nhờ hệ thống XLPTKN 2. Trên hình 4.17 trình bày sơ đồ điều khiển khí nén của hệ thống thay dao. Hình 4.17 Sơ đồ hệ thống khí nén máy CNC - V30 [44] Khi có lệnh thay dao, thiết bị cung cấp khí nén đƣợc khởi động cấp khí nén cho XLPTKN nhờ điều khiển bằng điện từ SOL1, đồng thời điều chỉnh lƣu lƣợng thông qua van tiết lƣu đảm bảo tốc độ làm việc của piston rồi vào buồng A của xylanh tạo ra lực đẩy của piston. Piston đẩy vào tang chứa của ổ cấp dao làm cho nó chuyển động tịnh tiến vào 1- Giá đỡ 2- XLPTKN 3- Động cơ dẫn động quay ổ cấp dao 4- Chuôi gá dao 5- Kẹp dao 6- Cơ cấu mante 7- Tang chứa dao Di chuyển ổ cấp dao Tháo/ kẹp dao Làm sạch cổ trục chính Nguồn khí nén 106 vị trí thay dao. Khí nén sau đó đƣợc đƣa vào XLPTKN tháo/kẹp dao thông quan van điện từ SOL2, đồng thời khi gá dao thoát khỏi lỗ côn trục chính van điện từ SOL3 thổi khí nén dọc tâm trục chính đi ra lỗ côn để làm sạch bề mặt lắp ghép. Trục chính đƣợc điều khiển chuyển động lên trên thoát khỏi chuôi côn của dao. Ổ cấp dao quay phân độ đƣa dao đƣợc gọi bởi chƣơng trình NC vào vị trí thay dao. Trục chính đƣợc điều khiển chuyển động về mặt phẳng thay dao đồng thời SOL2 điều khiển kẹp dao. SOL1 điều khiển XLPTKN đƣa ổ cấp dao về vị trí trữ dao. Trong chu trình thay dao nói trên thì chuyển động của XLPTKN đƣợc điều khiển bởi van điện từ SLO1, van tiết lƣu sẽ quyết định ảnh hƣởng sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao. 4.5.3 Sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao máy CNC Một số thông số cơ bản của ổ cấp dao tự động máy phay CNC V30: Hành trình của piston là : H = 250 mm. Khối lƣợng của ổ cấp và các chi tiết lắp ghép khác: m (kg) gồm: - Khối lƣợng của Tang: m1= 50kg; - Khối lƣợng của 1 dao: m2 = 7kg; - khối lƣợng cơ cấu kẹp dao: m3 = 0.8kg; - Khối lƣợng của động cơ gắn liền hộp giảm tốc quay đài dao: m4 = 22 kg; - Các thành phần lắp ghép khác chọn m5= 10 kg; => m = 231.74 kg - Khối lƣợng của cần piston: m6 = 0.74kg. Thời gian đƣa ổ cấp dao về vị trí thay dao 3-5s; Áp suất làm việc 5 ÷ 6 bar Vị trí dừng của XLPTKN khi đƣa ổ cấp dao về vị trí thay dao chịu ảnh hƣởng bởi đặc tính ma sát trong điều kiện biến thiên nhiệt ẩm Việt Nam. Dung sai sai lệch vị trí dừng  của ổ cấp dao đƣợc thể hiện hình 4.18.  = Lmax – Lmin (4.20) Trong đó: Lmax – Sai lệch lớn nhất của ổ cấp dao khi có tín hiệu dừng; Lmin - Sai lệch nhỏ nhất của ổ cấp dao khi có tín hiệu dừng. LT – Khoảng hiệu chỉnh vị trí ổ cấp dao CB1, CB2 – Cảm biến hành trình 107 Hình 4.18 Định lượng sai lệch và điều chỉnh ổ cấp dao Mô hình chuyển động của piston đƣa ổ cấp dao về vị trí thay dao đƣợc thể hiện trên hình 4.19 Hình 4. 19 Mô hình chuyển động của piston đưa ổ cấp dao về vị trí thay dao Phƣơng trình chuyển động của XLPTKN dùng cho ổ cấp dao máy CNC: P L msdMx F F F= - -& (4.21) Fp = p1. A1 –p2.A2 M = m + m6 Fmsd = f(T, RH) với T = 15 0 C ÷ 50 0 C, RH = 51% ÷ 99% FL = f.m.g; f = 0.05 Trong đó: p1 – Áp suất buồng 1; p2 – Áp suất buồng 2; A1 – Diện tích buồng 1; A2 - Diện tích buồng 2; Fms FL FP P1 P2 m x Trục chính Ổ cấp dao ở vị trí chờ m6 CB1 CB2 LT A2 A1 108 x – Dịch chuyển của piston tại thời điểm t; m – Khối lƣợng của ổ cấp dao và các chi tiết lắp ghép khác; m6 – Khối lƣợng của cần piston; M – khối lƣợng của toàn bộ hệ thống khi thay dao; Fp – Lực đẩy piston; Fmsd - Lực ma sát giữa các gioăng – xylanh; FL – Lực cản lăn. Xét quá trinh dừng của ổ cấp dao phƣơng trình chuyển động của ổ cấp dao có dạng sau: L msd Mx F F= - -& (4.22) Khoảng dịch chuyển quá độ trong qúa trình dừng ổ cấp dao máy phay CNC đƣợc tính theo công thức: v 2 – v0 2 = 2.a.L  2 0 . 2( . . )msd v M L f m g F   (4.23) Trong đó: v – Vận tốc dừng, v = 0mm/s; v0 - Vận tốc làm việc của piston khi bắt đầu quá trình dừng; a - Gia tốc của piston; L – Khoảng dịch chuyển quá độ trong quá trình dừng. Sử dụng phần mềm Matlab tính sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao máy phay CNC ứng với từng tốc độ dịch chuyển. Xét trường hợp 1: Khi ổ cấp dao mang đủ 20 dao Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao máy phay CNC ở các tốc độ dịch chuyển 30, 50, 100mm/s đƣợc thể hiện trên hình 4.20, 4.21, 4.22. Hình 4.20 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s khi mang đủ dao Hình 4.21 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v = 50mm/s khi mang đủ dao 109 Nhận xét: Từ các đồ thị sai lệch vị trí dừng hình 4.20, hình 4.21, hình 4.22 cho thấy ma sát của XLPTKN trong điều kiện biến thiên nhiệt ẩm Việt Nam có ảnh hƣởng rõ rệt đến vị trí dừng của ổ cấp dao máy phay CNC. Sai lệch vị trí dừng có chiều hƣớng tăng khi tốc độ dịch chuyển tăng. Sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao máy phay lớn nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 500C, RH = 99%), sai lệch nhỏ nhất trong vùng nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%). Dung sai () của sai lệch vị trí ở các tốc độ dịch chuyển 30mm/s, 50mm/s, 100mm/s lần lƣợt là: 0.035mm, 0.108mm, 0.387mm. Trường hơp 2: Khi ổ cấp dao mang 1 dao Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao máy phay CNC ở các tốc độ dịch chuyển 30mm/s, 50mm/s, 100mm/s đƣợc thể hiện trên hình 4.23, 4.24, 4.25 Hình 4.23 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v = 30mm/s khi mang 1 dao Hình 4.24 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v = 50mm khi mang 1 dao Nhận xét: Từ các đồ thị sai lệch vị trí dừng hình 4.23, hình 4.24, hình 4.25 cho thấy ma sát của XLPTKN trong điều kiện biến thiên nhiệt ẩm Việt Nam có ảnh hƣởng rõ rệt đến vị trí dừng của ổ cấp dao máy phay CNC. Sai lệch vị trí dừng có chiều hƣớng tăng khi tốc độ dịch chuyển tăng. Sai lệch vị trí của ổ cấp dao máy phay CNC lớn nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 50 0 C, RH = 99%), sai lệch nhỏ nhất trong vùng nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%). Hình 4.22 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v = 100mm/s khi mang đủ dao 110 Dung sai () của sai lệch vị trí ở các tốc độ dịch chuyển 30mm/s, 50mm/s, 100mm/s lần lƣợt là: 0.066mm, 0.200mm, 0.648mm. Nhận xét chung: Từ các đồ thị sai lệch vị trí của ổ cấp dao trong 2 trƣờng hợp ổ cấp dao mang đủ dao và ổ cấp dao mang 1 dao cho thấy khoảng dung sai phụ thuộc vào đặc tính ma sát trong môi trƣờng nhiệt ẩm, tốc độ dịch chuyển và khối lƣợng của ổ cấp dao đƣợc thể hiện trong bảng 4.13 Bảng 4.13 Tổng hợp sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao khi dừng v(mm/s) Lmin1 (mm) Lmax1 (mm) 1 (mm) Lmin20 (mm) Lmax20 (mm) 20 (mm) LT = (Lmin1+Lmax20)/2 30 0.712 0.778 0.066 0.820 0.855 0.035 0.7835 50 1.895 2.095 0.200 2.232 2.340 0.108 2.1175 100 6.922 7.570 0.648 8.537 8.924 0.387 7.9226 Trong đó: Lmin1 - Sai lệch nhỏ nhất của ổ cấp dao chứa 1 dao khi dừng; Lmax1 - Sai lệch lớn nhất của ổ cấp dao chứa 1 dao khi dừng; 1 - Dung sai sai lệch của ổ cấp dao chứa 1 dao khi dừng; Lmin20 - Sai lệch nhỏ nhất của ổ cấp dao chứa đủ dao khi dừng; Lmax20 - Sai lệch lớn nhất của ổ cấp dao chứa đủ dao khi dừng; 20 - Dung sai sai lệch của ổ cấp dao chứa đủ dao khi dừng; LT - Khoảng hiệu chỉnh vị trí ổ cấp dao Do tác động của nhiệt ẩm đặc trƣng Việt Nam đã dẫn tới sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao sử dụng XLPTKN phân bố trong khoảng dung sai  nhƣ trong bảng 4.13, đây là nguyên nhân gây mòn va đập lỗ côn trục chính máy phay CNC. Do đó, cần điều chỉnh để tâm của khoảng dung sai  trùng đƣờng tâm lỗ côn trục chính (tham khảo kích thƣớc LT trong bảng 4.13), khi đó sẽ giảm đƣợc ảnh hƣởng của yếu tố nhiệt ẩm đến ma sát XLPTKN nói chung và mòn va đập lỗ côn trục chính nói riêng. Việc điều chỉnh này cần đƣợc thực hiện thông qua quá trình hiệu chỉnh máy và chạy thử khi lắp ráp. Mặt khác khối lƣợng ổ cấp dao thay đổi cũng ảnh hƣởng đến sai lệch vị trí dừng cũng nhƣ khoảng dung sai của sai lệch. Vì vậy khi vận hành máy CNC bên cạnh việc lựa chọn Hình 4.25 Đồ thị sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao ở tốc độ dịch chuyển v =100mm/s khi mang 1 dao 111 số dao trữ trên ổ cấp dao phù hợp với quy trình công nghệ gia công cần phải quan tâm tới tổng khối lƣợng của các dao để giảm dung sai sai lệch vị trí. 112 KẾT LUẬN CHƢƠNG 4 Từ kết quả thực nghiệm và xử lý số liệu đã xác định đƣợc đặc tính ma sát bao gồm ma sát tĩnh và ma sát động biến thiên theo tốc độ dịch chuyển có dạng tƣơng đồng với đƣờng cong Stribeck và biểu diễn bằng phƣơng trình (4.1) và (4.2). Ở cùng nhiệt độ khi tăng độ ẩm thì lực ma sát có xu hƣớng giảm điều này khẳng định ảnh hƣởng rõ rệt của độ ẩm tƣơng đối đến lực ma sát của XLPTKN. Tuy nhiên mức độ ảnh hƣởng của độ ẩm tƣơng đối đến ma sát động là mạnh hơn trƣờng hợp ma sát tĩnh. Ở cùng độ ẩm tƣơng đối, khi tăng nhiệt độ môi trƣờng thì lực ma sát cũng có xu hƣớng giảm và lực ma sát động giảm mạnh hơn ma sát tĩnh, do vật liệu làm gioăng bị biến tính, ở nhiệt độ thấp cứng lại, giảm tính đàn hồi, khi tăng nhiệt độ gioăng đƣợc làm mềm hơn tăng tính đàn hồi. Thông qua quy hoạch thực nghiệm với 2 thông số nhiệt ẩm đã xác định hàm hồi quy lực ma sát phụ thuộc vào 2 yếu tố đặc trƣng của khí hậu Việt Nam là nhiệt độ (T) và độ ẩm tƣơng đối không khí (RH) là phƣơng trình bậc 2 (4.11), (4.12), (4.13), (4.16), (4.17) và (4.18). Trên cơ sở các thông số cơ bản của ổ cấp dao máy phay CNC đã xác định đƣợc sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao sử dụng XLPTKN, sai lệch vị trí dừng có chiều hƣớng tăng khi tốc độ dịch chuyển tăng. Sai lệch vị trí lớn nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 500C, RH = 99%), sai lệch nhỏ nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 150C, RH = 51%). Khoảng dung sai sai lệch vị trí của ổ cấp dao nhƣ trong bảng 4.13 có thể đƣợc dùng làm căn cứ điều chỉnh máy khi lắp đặt và chạy thử máy phay CNC trong điều kiện khí hậu Việt Nam. Kết quả này cho thấy ảnh hƣởng của nhiệt ẩm không khí đến vị trí dừng của ổ cấp dao là rõ rệt, nó là một trong những nguyên nhân gây ra sự không đồng tâm trong quá trình thay dao và là nguyên nhân gây ra mòn va đập lỗ côn trục chính. Để giảm mòn va đập lỗ côn trục chính, khi lắp ráp điều chỉnh máy cần phải đảm bảo tâm của dung sai sai lệch vị trí dừng ổ cấp dao trùng với đƣờng tâm của lỗ côn trục chính. 113 KẾT LUẬN VÀ KHUYẾN NGHỊ KẾT LUẬN Trong hệ thống thay dao tự động máy phay CNC cỡ trung, sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao khi vào thay dao là một trong các nguyên nhân chính gây mòn va đập lỗ côn trục chính. Đây là yếu tố quan trọng ảnh hƣởng đến độ chính xác gia công của máy phay CNC, làm giảm độ tin cậy và tuổi thọ chung của máy. Với hệ thống thay dao tự động máy phay CNC cỡ trung có sử dụng xylanh – piston khí nén là nguồn động lực cho chuyển động đƣa ổ cấp dao vào vùng thay dao, thì sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao chính là sai lệch vị trí của XLPTKN. Ảnh hƣởng của khí hậu nhiệt ẩm Việt Nam đến đặc tính ma sát của XLPTKN là rõ rệt. Kết quả thực nghiệm cho thấy đặc tính ma sát thay đổi theo tốc độ dịch chuyển có dạng đƣờng cong Stribeck với giá trị nhỏ nhất trong khoảng 25 ÷ 35mm/s. Đồng thời đặc tính ma sát giảm: khoảng 10% ÷ 17% khi nhiệt độ tăng từ 150C ÷ 500C; Giảm khoảng 14% ÷ 24% khi độ ẩm tƣơng đối tăng từ 51% ÷ 99%. Luận án đã đƣa ra các phƣơng trình (4.1) và (4.2) mô tả mối quan hệ này. Kết quả từ quy hoạch thực nghiệm trực giao bậc hai với hai yếu tố đầu vào nhiệt độ (T) và độ ẩm tƣơng đối (RH) đƣợc thực hiện ở 3 tốc độ làm việc (30mm/s, 50mm/s và 100mm/s) của XLPTKN đã cho thấy đặc tính ma sát biến thiên có quy luật và đƣợc cụ thể hóa bằng các phƣơng trình hồi quy có dạng. Fms = b0 – b1T+b2RH – b22RH 2 Các hệ số bi đƣợc cho trong bảng 4.11, từ phƣơng tình hồi quy cho thấy nhiệt độ có ảnh hƣởng tuyến tính và độ ẩm ảnh hƣởng phi tuyến. Từ quy luật biến thiên của ma sát trong điều kiện nhiệt ẩm thay đổi với các thông số cụ thể của máy CNC V30 đã định lƣợng đƣợc sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao khi vận hành trong môi trƣờng nhiệt ẩm Việt Nam. Sai lệch vị trí dừng này phụ thuộc giá trị nhiệt ẩm, tốc độ dịch chuyển của ổ cấp dao và khối lƣợng ổ cấp dao. Trong các vùng tốc độ dịch chuyển khảo sát cho thấy tốc độ dịch chuyển càng lớn sai lệch vị trí càng nhiều, sai lệch vị trí lớn nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 500C, RH = 99%), sai lệch nhỏ nhất tại vùng nhiệt ẩm (T = 15 0 C, RH = 51%). Khoảng hiệu chỉnh vị trí ổ cấp dao đƣợc xác định trong bảng 4.13 có thể đƣợc sử dụng hiệu chỉnh và vận hành chạy thử khi lắp đặt máy phay CNC trong điều kiện khí hậu Việt Nam. Điều này sẽ hạn chế sự suy giảm độ chính xác của máy và độ chính của chi tiết đƣợc gia công khi vận hành tại Việt Nam. 114 KHUYẾN NGHỊ Nhƣ vậy, kết quả nghiên cứu lý thuyết và tổ chức thực nghiệm đã cho thấy một trong các nguyên nhân chính làm mòn va đập lỗ côn trục chính đó là biến thiên của nhiệt ẩm không khí, khi ổ cấp dao tự động sử dụng XLPTKN làm nguồn động lực. Việc định lƣợng đƣợc sai lệch vị trí dừng của ổ cấp dao trong điều kiện nhiệt ẩm Việt Nam sẽ tạo tiền đề và cơ sở cho nghiên cứu mòn va đập lỗ côn trục chính. Đây chính là các thông số đầu vào cho thực nghiệm mòn va đập lỗ côn trục chính. Căn cứ vào kết quả nghiên cứu tiếp tục triển khai các nghiên cứu tiếp theo nhằm ƣớc lƣợng đƣợc tuổi thọ dự kiến của lỗ côn trục chính. Từ đó có kế hoạch sửa chữa lỗ côn trục chính cho phù hợp điều kiện khí hậu Việt Nam. 115 TÀI LIỆU THAM KHẢO TÀI LIỆU THAM KHẢO TIẾNG VIỆT [1] Bùi Quý Lực (2006) Hệ thống điều khiển số trong công nghiệp. Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật [2] Đào Mộng Lâm, Phạm Quang Minh, Nguyễn Nhật Quang (2009) Đo lường các tham số động lực với phần mềm Dasylab. Nhà xuất bản quân đội nhân dân. [3] Lê Đức Bảo (2012) Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt ẩm đến cặp ma sát chổi than & cổ góp của động cơ điện trong máy công cụ. Luận án tiến sĩ kỹ thuật cơ khí [4] Nguyễn Anh Tuấn, Phạm Văn Hùng (2005) Ma sát học. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [5] Nguyễn Doãn Ý (2008) Giáo trình ma sát mòn bôi trơn. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [6] Nguyễn Doãn Ý (2009) Xử lý số liệu thực nghiệm trong kỹ thuật. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [7] Nguyễn Minh Tuyển (2004) Quy hoạch thực nghiệm. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [8] Nguyễn Anh Tuấn, Nguyễn Văn Thêm (1990) Kỹ thuật ma sát và biện pháp nâng cao tuổi thọ thiết bị. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật.. [9] Nguyễn Ngọc Phƣơng (2008) Hệ thống điều khiển bằng khí nén. Nhà xuất bản giáo dục [10] Nguyễn Minh Trƣờng (2004) Xác định lực ma sát trong xylanh khí nén. Luận án tiến sỹ kỹ thuật cơ khí động lực. [11] Nguyễn Thị Ngọc Huyền (2012) Nghiên cứu tuổi thọ và độ tin cậy của đường dẫn hướng ma sát lăn máy công cụ CNC trên cơ sở mòn trong điều kiện khí hậu Việt Nam. Luận án tiến sĩ kỹ thuật cơ khí. [12] Nguyễn Trọng Hiệp (2007) Chi tiết máy – Tập 1,2. Nhà xuất bản Giáo dục. [13] Phạm Đắp, Nguyễn Anh Tuấn (1983) Thiết kế máy công cụ - Tập 1,2. Nhà Xuất bản Khoa học và kỹ thuật. [14] Phạm Văn Hùng, Nguyễn Phƣơng (2007) Cơ sở máy công cụ. Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật. 116 [15] Phạm Văn Khảo (2007) Truyền động tự động khí nén. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. [16] Tạ Duy Liêm (1997) Máy công cụ CNC – Robot công nghiệp. Nhà xuất bản Bách khoa [17] Trần Xuân Bộ, Nguyễn Trung (2014) Friction behavior of pneumatic cylinder in pre- sliding regime. RCMME2014. [18] Trịnh chất, Lê Văn Uyển (2004) Tính toán thiết kế hệ dẫn động cơ khí. Nhà xuất bàn giáo dục TÀI LIỆU THAM KHẢO TIẾNG ANH [19] Bashir M. Y. Nouri, Farid Al-Bender, Jan Swevers, Paul Vanherck and Hendrik Van Brussel (2000) Modeling a Pneumatic Servo Positioning System with Friction, Proceedings of the ACC 2000, pp. 1067-1071. [20] Brian Armstrong-Helouvry (1991) CONTROL OF MACHINES WITH FRICTION. SPRINGER-SCIENCE+BUSINESS MEDIA, LLC [21] Bo N. J. Persson (2000), Sliding Friction, Springer, Katholieke universiteit leuven, belgium. [22] Bashir Nouri (2001) Modelling and control of pneumatic servo positioning systems [23] Ballard R L (1974) The dynamic characteristics of pneumatic actuator and valve systems. Ph.D. thesis, University of Bath [24] Chowdhury, M. A., and Helali, M. M. January (2007)The Effect of Frequency of Vibra tion and Humidity on the Wear rate”, Wear, 262, pp. 198-203. [25] Chowdhury, M. A., and Helali, M. M., September (2006) The Effect of Frequency of Vibration and Humidity on the Coefficient of Friction, Tribology International, 39, pp. 958-962. [26] Dr. Mohammad Asaduzzaman Chowdhury (2012), Effect of Sliding Velocity and Relative Humidity on Friction Coefficient of Brass Sliding against Different Steel Counterfaces, International Journal of Engineering Research and Applications (IJERA), 2(2), 1425-1431. [27] E. Richard Booser (1997) TRIBOLOGY DATA HANDBOOK. SPONSORED BY THE Society of Tribologists and Lubrication Engineer [28] Eschmann R (1992) Reibkräfte an Pneumatikdichtungen. Proc 10. Aachener Fluidtechnisches Kolloquium, Aachen, pp 49–69. 117 [29] Fleischer H (1995) Manual of pneumatic system operation. McGraw-Hill, NewYork San Francisco Washington. [30] G.Sc Belforte, G. Mattiazzo and S. Mauro (2003), Measurement of Friction Force in Pneumatic Cylinders, Tribotest Journal, Vol. 10, No. 1, pp. 33-48. [31] Ho Chang, Chou-Wei LAN, Chih-Hao Chen, Tsing-Tshih Tsung, Jia-Bin GUO (2012) Measurement of frictional force characteristics of pneumatic cylinders under dry and lubricated conditions. PRZEGLĄD ELEKTROTECHNICZNY, ISSN 0033- 2097, R. 88 NR 7b, pp261-264 [32] Ho Chang and Chou-Wei Lan (2008). Tribological Properties for Long Stroke Cylinder Using Nano-lubricants. Journal of the Chinese Society of Mechanical Engineers, Vol.29, No.6, pp.503~508. [33] H. Yanada and Y. Sekikawa (2008), Modeling of Dynamic Behaviors of Friction, Mechatronics, Vol. 18, No. 7, pp. 330-339. [34] http:// www. Knuth.de [35] http:// int.haascnc.com [36] http:// www. Tormach.com [37] http:// www. Practicalmachimist.com [38] http:// www. Spindle manufacture.com [39] [40] [41] [42] [43] http:// Voer.edu.vn [44] [45] Hao liu, Jianfeng Chen, Guoliang Tao (2011) Parameters identification and analysis of pneumatic cylinders friction model based on experiments. Proceeding of the 8th JFPS International Symposium on Fluid Power, OKINAWA oct. 25 -28. [46] Imada Y, Nakajima K (1995), Effect of humidity on the friction and wear properties of Sn, J Tribol, 117, pp.737–44. [47] Imada Y (1996), Effect of humidity and oxide products on the friction and wear properties of mild steel, J Jpn Soc Tribol, 114, pp.131–40. [48] J. K. Lancaster (1990) A review of the influence of environmental humidity and water on friction, lubrication and wear. TRIBOLOGY INTERNATION pp.371-389 118 [49] Komvopoulos K, Li H (1992), The effect of tribofilm formation and humidity on the friction and wear properties of ceramic materials, J Tribol, 114, pp.131–40. [50] M. GAWLIŃSKI (2007) Friction and wear of elastomer seals. Archives of Civil and Mechanical Engineerin - Vol. VII No. 4 [51] M. F. Rahmat, Sy Najib Sy Salim, N. H. Sunar, Ahmad „Athif Mohd Faudzi, Zool Hilmi Ismail and K.Huda (2012), Identification and non-linear control strategy for industrial pneumatic actuator, International Journal of the Physical Sciences Vol, 7(17), 2565 – 2579. [52] Mohammad Asaduzzaman Chowdhury, Md. MaksudHelali (2007), The effect of frequency of vibration and humidity on the wear rate, Wear 262, 198–203. [53] Pedro Luís Andrighetto, Antonio Carlos Valdiero, Leonardo Carlotto (2006) Study of the friction behavior in industrial pneumatic actuators. ABCM Symposium Series in Mechatronics, Vol.2 – pp.369-376. [54] Peter Beater (2007) Pneumatic Drives. Spinger [55] Peter Croser Frank Ebel (2002) Pneumatics basic. Festo. [56] Robert Flitney (2007), Seals and Sealing Handbook, Butterworth-Heinemann is an imprint of Elsevier. [57] Yoshioka, Darjiro (2007) Statistical physics. Springer [58] T. Raparelli, A. Manuello Bertettot and L. Mazzat (1997) Experimental and numerical study of friction in an elastomeric seal for pneumatic cylinders. Tribology international Vol. 30. No. 7, pp. 54lT552 [59] Tustin A (1947) The effects of backlash and of speed-dependent friction stability of closed-cylce control systems. IEE Journal 94: 143–151. [60] The Norgren Guide to Specifying Pneumatic Actuators (1998). IMI Norgren Limited [61] Wan Kyu Lee, Min Wook Shin, Sung Hwan Kim, Ho Jang, Min Hyung Cho (2013), The influence of humidity on the sliding friction of brake friction material. Wear 302, 1397–1403. [62] Xuan Bo Tran, Hideki Yanada (2013) Dynamic Friction Behaviors of Pneumatic Cylinders. Intelligent Control and Automation, 4, 180-190. 119 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN [1] Nguyễn Thùy Dƣơng, Phạm Văn Hùng, Trần Đức Quý (2015), Nghiên cứu đặc tính ma sát của xylanh - piston khí nén. Tạp chí Khoa học & Công nghệ - Trƣờng Đại học Công nghiệp Hà Nội số 29, trang 040 -043. [2] Nguyễn Thùy Dƣơng, Phạm Văn Hùng (2015), Nghiên cứu ảnh hưởng của tốc độ dịch chuyển tới đặc tính ma sát trong xy lanh – piston khí nén, Tạp chí Khoa học & Công nghệ các trƣờng đại học kỹ thuật số 108, trang 073 - 078. [3] Nguyễn Thùy Dƣơng, Phạm Văn Hùng (2015), Nghiên cứu xây dựng hệ thống khảo sát đặc tính ma sát của xylanh – piston khí nén trong điều kiện nhiệt ẩm Việt Nam, Kỷ yếu hội nghị khoa học và công nghệ toàn quốc về cơ khí lần thứ IV, trang 490 – 498. [4] Nguyễn Thùy Dƣơng, Phạm Văn Hùng (2015), Nghiên cứu ảnh hưởng của độ ẩm tương đối tới đặc tính ma sát trong xylanh –piston khí nén, Tạp chí Khoa học & Công nghệ các trƣờng đại học kỹ thuật số 109, trang 073 – 077. 120 PHỤ LỤC 1. Một số hình ảnh thiết bị thực nghiệm khảo sát đặc tính ma sát trong XLPTKN a. Hình ảnh hệ thống cơ khí sau khi chế tạo xong b. Hình ảnh lắp hệ thống cơ khí trong tủ nhiệt ẩm NA01 c. Hình ảnh bố trí gá lắp hệ thống đo bên ngoài tủ NA01 121 d. Hình ảnh kết nối bộ điều khiển & xử lý số liệu với máy tính và hiển thị số liệu 2. Kết quả giấy chứng nhận kết quả đo, thử nghiệm của Viện đo lƣờng Việt Nam