hoccokhi.vn Nghiên Cứu Quá Trình Tiện Thép Hợp Kim Qua Tôi Bằng Cao PCBN

i
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN
NGUYỄN THỊ QUỐC DUNG
NGHIÊN CỨU
QUÁ TRÌNH TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI
BẰNG DAO PCBN
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
Thái nguyên – 2012
Hotline: 033 666 2767
Kênh Youtube: Học Cơ Khí
Facebook: https://www.facebook.com/HocCoKhi
Website: www.hoccokhi.vn www.cokhi.org
Email: hoccokhi.info@gmail.com
shared
by
hoccokhi.vn
Tải nhiều tài liệu và video tự học miễn phí tại www.cokhi.org

i
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN
NGUYỄN THỊ QUỐC DUNG
NGHIÊN CỨU
QUÁ TRÌNH TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI
BẰNG DAO PCBN
CHUYÊN NGÀNH: CHẾ TẠO MÁY
MÃ SỐ: 62 52 04 01
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
NGƢỜI HƢỚNG DẪN KHOA HỌC
PGS.TS PHAN QUANG THẾ
Thái nguyên – 2012
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

i
LỜI CAM ĐOAN
Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Trừ những phần
tham khảo đã đƣợc ghi rõ trong luận án, những kết quả, số liệu nêu trong luận án là
trung thực và chƣa từng đƣợc ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác.
Tác giả
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

ii
LỜI CẢM ƠN
Lời đầu tiên, tôi xin đƣợc cám ơn PGS.TS. Phan Quang Thế, Hiệu trƣởng trƣờng
Đại học Kỹ thuật Công Nghiệp, thầy hƣớng dẫn khoa học của tôi về sự định hƣớng
chiến lƣợc, sự hƣớng dẫn tận tình cùng những đóng góp quý báu của thầy trong quá
trình tôi làm NCS và viết luận án.
Tôi muốn bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến tập thể cán bộ giảng viên, các giáo sƣ,
tiến sĩ trƣờng đại học Kỹ thuật Công nghiệp, đặc biệt là bộ môn Kỹ thuật Cơ khí, về
những tình cảm và sự giúp đỡ nhiệt tình mà tôi đã nhận đƣợc trong suốt thời gian
nghiên cứu.
Tôi muốn đƣợc cảm ơn sự giúp đỡ vô tƣ của bạn bè, đồng nghiệp tại các phòng
thí nghiệm trƣờng ĐHKT Công Nghiệp, trƣờng ĐHSP Thái Nguyên, trƣờng ĐH
Khoa học Tự nhiên, trƣờng ĐHBK Hà Nội, viện Khoa học Vật liệu Việt Nam, các
kỹ sƣ của các nhà máy cán thép Lƣu Xá, NasteelVina, Việt-Ý, công ty TNHH Cơ
khí Vĩnh Thái, trung tâm gia công trƣờng ĐH Công Nghiệp Hà Nội đã dành những
điều kiện làm việc tốt nhất cho tôi về cơ sở vật chất, dụng cụ, máy móc, giúp tôi
hoàn thành đƣợc nghiên cứu của mình.
Tôi muốn đƣợc bày tỏ sự biết ơn của mình đến Ban Giám Hiệu, khoa Đào tạo sau
Đại học, khoa Cơ khí trƣờng Đại học Kỹ thuật Công nghiệp đã dành những điều
kiện thuận lợi nhất để tôi hoàn thành luận án này.
Cuối cùng, tôi muốn đƣợc dành tình cảm biết ơn cho gia đình về tình yêu và sự
ủng hộ vô bờ của họ trong nghiên cứu của tôi.
Nghiên cứu sinh
Nguyễn Thị Quốc Dung
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

iii
MỤC LỤC
Trang
Lời cam đoan............................................................................................................... i
Lời cảm ơn ................................................................................................................. ii
Các chữ viết tắt.......................................................................................................... vi
Danh mục các thuật ngữ và ký hiệu.......................................................................... vi
Danh mục các bảng biểu .............................................................................................x
Danh mục các hình vẽ và đồ thị................................................................................ xi
Phần mở đầu................................................................................................................1
Chƣơng 1. TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ TIỆN CỨNG.................................5
1.1. Khái niệm chung ..................................................................................................5
1.2. Vật liệu dụng cụ cắt PCBN ..................................................................................6
1.3. Quá trình tạo phoi khi tiện cứng ..........................................................................9
1.3.1. Các hình thái phoi khi cắt kim loại ...................................................................9
1.3.2 Cơ chế hình thành phoi khi tiện cứng ..............................................................10
1.4. Lực và ứng suất trong cắt kim loại.....................................................................12
1.4.1. Mô hình tính toán lực cắt ................................................................................12
1.4.2. Mô hình tính lực khi cắt nghiêng ....................................................................14
1.4.3. Ứng suất trong dụng cụ cắt .............................................................................15
1.4.4. Sự phân bố ứng suất trong vùng biến dạng.....................................................16
1.4.5. Lực cắt khi tiện cứng.......................................................................................17
1.5. Nhiệt cắt trong quá trình tiện cứng ....................................................................19
1.5.1. Các nguồn nhiệt trong cắt kim loại .................................................................19
1.5.2. Các phƣơng pháp đo đạc nhiệt độ trong cắt kim loại .....................................19
1.5.3. Nhiệt cắt khi tiện cứng bằng dụng cụ PCBN..................................................20
1.6. Mòn và tuổi thọ dụng cụ CBN...........................................................................21
1.6.1. Các dạng mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN................................................21
1.6.2. Các nhân tố ảnh hƣởng đến mòn dụng cụ PCBN ...........................................23
1.7. Kết luận chƣơng 1..............................................................................................24
Chƣơng 2. NGHIÊN CỨU ĐẶC TRƢNG CỦA QUÁ TRÌNH TẠO PHOI KHI
TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI BẰNG DAO PCBN .....................................26
2.1. Phƣơng pháp nghiên cứu sự hình thành phoi.....................................................26
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

iv
2.2. Ảnh hƣởng của độ cứng phôi đến hình thái phoi khi tiện thép hợp kim qua tôi
bằng dao PCBN.........................................................................................................26
2.3. Ảnh hƣởng của vận tốc cắt đến hình thái phoi...................................................29
2.4. Cơ chế hình thành phoi khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN............32
2.5. Kết luận chƣơng 2..............................................................................................36
Chƣơng 3. NGHIÊN CỨU ĐẶC TRƢNG VỀ LỰC CẮT KHI TIỆN THÉP
HỢP KIM QUA TÔI BẰNG DAO PCBN............................................................37
3.1. Biến thiên lực cắt theo chiều dài cắt khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao
PCBN ........................................................................................................................37
3.2. Ảnh hƣởng của tốc độ cắt đến các thành phần lực cắt khi tiện cứng trực giao
thép 9XC bằng dao PCBN. .......................................................................................40
3.3. Phân tích ảnh hƣởng của điều kiện cắt đến các thành phần lực cắt khi tiện cứng
trực giao thép 9XC bằng dụng cụ PCBN..................................................................41
3.4. Kết luận chƣơng 3..............................................................................................43
Chƣơng 4. XÁC ĐỊNH TRƢỜNG PHÂN BỐ NHIỆT TRONG DỤNG CỤ
PCBN KHI TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI...................................................45
4.1. Xác định trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực giao
bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn (FEM)..............................................................45
4.1.1. Mô hình tính nhiệt...........................................................................................45
4.1.2. Các thông số xác định từ thực nghiệm............................................................48
4.1.3. Tính toán tốc độ sinh nhiệt riêng ....................................................................50
4.1.4. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực giao thép 9XC
bằng dao PCBN xác định bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn ................................55
4.2. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực giao thép 9CX
xác định bằng phƣơng pháp thực nghiệm .................................................................58
4.2.1. Thiết bị và chế độ thí nghiệm..........................................................................58
4.2.2. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN ...................................................59
4.3. Kết luận chƣơng 4..............................................................................................61
Chƣơng 5. MÕN DỤNG CỤ PCBN VÀ CHẤT LƢỢNG BỀ MẶT KHI TIỆN
THÉP HỢP KIM QUA TÔI...................................................................................63
5.1. Mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN khi tiện thép hợp kim qua tôi ...................63
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

v
5.1.1. Ảnh hƣởng của độ cứng vật liệu gia công đến mòn và cơ chế mòn dụng cụ
PCBN ........................................................................................................................63
5.1.2. Ảnh hƣởng của chế độ cắt đến mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN ..............68
5.1.3. Biến thiên chiều cao mòn dụng cụ PCBN theo chiều dài cắt khi tiện thép hợp
kim qua tôi.................................................................................................................71
5.2. Chất lƣợng bề mặt gia công khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN.....73
5.2.1. Nhám bề mặt gia công.....................................................................................73
5.2.2. Luồng vật liệu biến dạng dẻo và lớp biến cứng bề mặt gia công....................74
5.3. Kết luận chƣơng 5..............................................................................................78
Chƣơng 6. TỐI ƢU HÓA ĐA MỤC TIÊU CHẾ ĐỘ CẮT KHI TIỆN THÉP
HỢP KIM QUA TÔI BẰNG DAO PCBN............................................................80
6.1. Xây dựng mô hình toán......................................................................................80
6.1.1. Thiết bị và chế độ thực nghiệm.......................................................................81
6.1.2. Xây dựng mô hình hồi qui mô tả nhám bề mặt...............................................82
6.1.3. Xây dựng mô hình hồi qui mô tả mòn dụng cụ ..............................................85
6.2. Tối ƣu hóa đa mục tiêu chế độ cắt khi tiện thép 9XC qua tôi bằng giải thuật di
truyền (GAs)..............................................................................................................88
6.2.1. Xác định bài toán ............................................................................................88
6.2.2. Kết quả thực hiện giải thuật di truyền cho bài toán tối ƣu đơn mục tiêu........90
6.2.3. Kết quả thực hiện giải thuật di truyền cho bài toán tối ƣu đa mục tiêu ..........90
6.3. Kết luận chƣơng 6..............................................................................................93
KẾT LUẬN VÀ PHƢƠNG HƢỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO .......................94
DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN 96
TÀI LIỆU THAM KHẢO.........................................................................................98
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

vi
CÁC CHỮ VIẾT TẮT
Ký hiệu Ý nghĩa
PCBN Nitrit Bo lập phƣơng đa tinh thể
CBN Nitrit Bo lập phƣơng
BN Nitrit Bo
SEM Kính hiển vi điện tử quét
QSD Cơ cấu dừng dao nhanh
EDX Phân tích nhiễu xạ Rơnghen
RTD Cảm biến nhiệt điện trở
FEM Phƣơng pháp phần tử hữu hạn
GA Giải thuật di truyền
DANH MỤC CÁC THUẬT NGỮ VÀ KÝ HIỆU
Ký hiệu Đơn vị Ý nghĩa
 - Biến dạng
0 MPa Giới hạn trƣợt
 - Biến dạng trƣợt
 1/s Tốc độ biến dạng
 MPa Ứng suất trƣợt
G MPa Mô đun đàn hồi trƣợt
 - Hệ số ma sát
A mm2
Diện tích tiếp xúc
AR mm2
Diện tích tiếp xúc thực
V m/p Vận tốc cắt
t1 mm Chiều dày cắt
t2 mm Chiều dày phoi
 rad Góc trƣợt
 ,  rad Góc trƣớc của dụng cụ
y mm Chiều dày vùng biến dạng
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

vii
Vs m/p Vận tốc trƣợt trên mặt phẳng trƣợt
Vc m/p Vận tốc phoi trên mặt trƣớc dụng cụ
yk MPa ứng suất giới hạn

 - Biến dạng giới hạn
y 1/s Tốc độ biến dạng giới hạn
w, b mm Chiều rộng cắt
FC N Lực tiếp tuyến
FT N Lực dọc trục
FR N Lực tổng hợp
FS N Lực cắt nằm trong mặt phẳng trƣợt
FSN N Lực vuông góc với mặt phẳng trƣợt
FF N Lực ma sát trên mặt trƣớc của dụng cụ
FN N Lực pháp tuyến với mặt trƣớc của dụng cụ
Fx, Fy, Fz N Các thành phần lực cắt
 rad Góc ma sát
 rad Góc nâng của lƣỡi cắt chính
 kg/m3
Khối lƣợng riêng của vật liệu gia công
c J/kg.0
C Nhiệt dung riêng của vật liệu gia công
RT - Hệ số phân phối nhiệt
, ,x y zk k k W/m.0
C Hệ số dẫn nhiệt theo ba phƣơng x, y và z
q W/m3
Tốc độ sinh nhiệt riêng thể tích
, ,
T T T
x y z
  
  
- Biến thiên nhiệt độ theo các phƣơng x, y và z
h W/m2
.C Hệ số truyền nhiệt đối lƣu
T o
C Nhiệt độ xác định theo không gian và thời gian
T
o
C Nhiệt độ môi trƣờng xung quanh
, ,x y zl l l - Các cosin chỉ phƣơng của pháp tuyến ngoài trên các biên
V mm3
Thể tích của vật thể rắn
ux ,uy m/p Thành phần vận tốc của vật liệu theo hai phƣơng x và y
ST, Sq, Sh - Các biên phân biệt tạo nên diện tích của phần tử khảo sát
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

viii
Ti, Tj, Tk
o
C Nhiệt độ tại các điểm nút
kAB MPa Ứng suất cắt trên mặt phẳng trƣợt
As mm2
Diện tích mặt phẳng trƣợt
( )x MPa Ứng suất tiếp trên mặt trƣớc
V(x) m/p Vận tốc của lớp phoi dƣới cùng
s MPa Giới hạn chảy trƣợt trung bình trên bề mặt tiếp xúc
l mm Chiều dài tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ
sec MPa ứng suất chảy trƣợt trong vùng biến dạng thứ hai
sec 1/s Tốc độ biến dạng trong vùng trƣợt thứ hai
q21 W/mm2
Tốc độ sinh nhiệt do ma sát giữa phoi và mặt trƣớc
q22 W/mm2
Tốc độ sinh nhiệt do biến dạng dẻo của phoi trong miền
biến dạng thứ hai
q3 W/mm2
Tốc độ sinh nhiệt trên mặt tiếp xúc giữa dao và phôi
Kc - Hệ số lực cắt khi dụng cụ mòn
Ftf,Fcf N Lực cắt dọc trục và lực cắt tiếp tuyến khi dụng cụ mòn
y - Hàm hồi qui thực nghiệm
xj - Các biến mã hóa của thông số zj
bj - Hệ số hồi qui của các biến độc lập
bju - Hệ số hồi qui của các biến kép
N - Số thí nghiệm
k - Số yếu tố độc lập
m - Số thí nghiệm lặp lại tại tâm
XT
- Ma trận chuyển vị của ma trận kế hoạch
bjt - Chuẩn số Student
2pft - Trị số tra bảng của chuẩn số Student
p - Mức có nghĩa của mô hình hồi qui
f2 - Bậc tự do lặp
Sb - Độ lệch trung bình của phân bố b
l - Số hệ số có nghĩa trong phƣơng trình hồi qui
2
llS - Phƣơng sai lặp của các thí nghiệm lặp lại ở tâm
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

ix
0
ay - Giá trị của thực nghiệm lặp lại thứ a
0
y - Trung bình cộng của các thực nghiệm lặp lại
2
dS - Phƣơng sai dƣ
F - Chuẩn số Fisher của mô hình hồi qui thực nghiệm
2 1pf fF - Giá trị tra bảng của chuẩn số Fisher
f1 - Bậc tự do dƣ
( ) k
f x E - Véc tơ của các hàm mục tiêu fi(x)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

x
DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU
Bảng 1.1. So sánh các tính chất cơ lý của PCBN với một số vật liệu dụng cụ có tính
năng cắt cao.................................................................................................................8
Bảng 2.1. Thành phần hóa học của thép X12M........................................................27
Bảng 2.2. Thành phần hóa học của thép 9XC...........................................................27
Bảng 3.1. Kết quả thí nghiệm xác định các thành phần lực cắt................................42
Bảng 4.1. Thông số mảnh dao PCBN tiện cứng thép 9XC.......................................48
Bảng 4.2. Các thông số tính toán trƣờng nhiệt độ xác định từ thực nghiệm. ...........49
Bảng 4.3. Các thông số tính toán xác định các nguồn nhiệt .....................................55
Bảng 4.4. Kim loại phủ và điểm nóng chảy tƣơng ứng ............................................58
Bảng 6.1. Giá trị nhám bề mặt tại các điểm thí nghiệm theo quy hoạch ..................82
Bảng 6.2. Giá trị diện tích bề mặt gia công tại các điểm thí nghiệm theo qui hoạch85
Bảng 6.3.Các giá trị tối ƣu Pareto và chế độ cắt tƣơng ứng tìm đƣợc từ quá trình tối
ƣu hóa........................................................................................................................91
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

xi
DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ VÀ ĐỒ THỊ
Hình 1.1. Cấu trúc tế vi của vật liệu PCBN ................................................................6
Hình 1.2. Ảnh hƣởng của thành phần và kích thƣớc hạt CBN đến tính chất của vật
liệu PCBN ...................................................................................................................7
Hình 1.3. Các dạng mảnh dao PCBN..........................................................................8
Hình 1.4. Dạng hình học lƣỡi cắt dụng cụ PCBN.......................................................9
Hình 1.5. Cơ chế hình thành dạng phoi ổn định .........................................................9
Hình 1.6. Các dạng phoi phân đoạn..........................................................................10
Hình 1.7. Các giai đoạn của quá trình tạo phoi do trƣợt cục bộ trong cắt kim loại..11
Hình 1.8. Các giai đoạn hình thành phoi răng cƣa trong gia công thép 100Cr6.......12
Hình 1.9. Vòng tròn lực khi cắt trực giao của Ernst và Merchant............................13
Hình 1.10. Sơ đồ mối quan hệ giữa các thành phần lực khi cắt nghiêng..................14
Hình 1.11. Biến thiên ứng suất pháp và tiếp trên mặt trƣớc dụng cụ .......................16
Hình 1.12. Biến thiên ứng suất pháp và tiếp trong mặt phẳng trƣợt.........................17
Hình 1.13. Các khu vực biến dạng là nguồn sinh nhiệt ............................................19
Hình 2.1. Cấu trúc tế vi của thép X12M ở độ cứng khác nhau.................................27
Hình 2.2. Cấu trúc tế vi của thép 9XC ở độ cứng khác nhau....................................27
Hình 2.3. Thiết bị và sơ đồ thí nghiệm khảo sát mòn và cơ chế mòn dao PCBN. ...28
Hình 2.4. Hình thái phoi khi tiện thép 9XC ở độ cứng khác nhau............................28
Hình 2.5. Hình thái phoi khi tiện thép X12M ở độ cứng khác nhau.........................28
Hình 2.6. Hình thái phoi khi tiện thép 9XC ứng với vận tốc cắt khác nhau.............29
Hình 2.7. Hình thái phoi khi tiện thép X12M ứng với vận tốc cắt khác nhau..........30
Hình 2.8. Hình thái phoi khi tiện trực giao thép 9XC với vận tốc cắt khác nhau.....31
Hình 2.9. Mặt cắt ngang của phoi khi cắt trực giao và khi cắt nghiêng....................31
Hình 2.10. Cấu trúc gốc phoi thép 9XC ở vận tốc cắt khác nhau.............................32
Hình 2.11. Phân bố biến dạng trong phoi dây ổn định và phoi răng cƣa..................33
Hình 2.12. Kiểm tra độ cứng tại các vị trí biến dạng khác nhau ở gốc phoi ............33
Hình 2.13. Độ cứng phoi thay đổi theo cơ chế hình thành phoi ...............................34
Hình 2.14. Hình thái phoi thay đổi theo độ cứng vật liệu phôi và tốc độ cắt ...........35
Hình 3.1. Sơ đồ và thiết bị thí nghiệm đo lực cắt .....................................................37
Hình 3.2. Dữ liệu đo lực cắt khi tiện cứng thép 9XC và X12M ...............................37
Hình 3.3. Đồ thị biến thiên các thành phần lực cắt theo chiều dài cắt......................38
Hình 3.4. Kiểm tra độ cứng của các hạt cacbit trong tổ chức thép X12M................39
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

xii
Hình 3.5. Ảnh hƣởng của bán kính mũi dao và chiều sâu cắt đến ực cắt .................39
Hình 3.6. Biến thiên của các thành phần lực cắt theo độ cứng khi tiện thép X12M
ứng với chiều dài cắt khác nhau................................................................................40
Hình 3.7. Sơ đồ thí nghiệm tiện cứng trực giao........................................................40
Hình 3.8. Đồ thị biến thiên lực cắt theo vận tốc cắt khi tiện trực giao thép 9XC.....41
Hình 3.9. Biến thiên lực cắt theo vận tốc cắt khi tiện cứng trực giao thép 9XC ......41
Hình 3.10. Ảnh hƣởng của các nhân tố v và s và tƣơng tác giữa chúng đến các thành
phần lực cắt trong tiện cứng trực giao thép 9XC bằng dụng cụ PCBN....................42
Hình 3.11. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của các thành phần lực cắt Fz và Fx...43
Hình 4.1. Mô hình bài toán tính nhiệt và các điều kiện biên ....................................45
Hình 4.2. Các điều kiện biên sử dụng trong mô hình nhiệt ......................................46
Hình 4.3. Ảnh SEM chụp mặt cắt gốc phoi và vết tiếp xúc trên bề mặt dụng cụ khi
tiện trực giao thép 9XC.............................................................................................48
Hình 4.4. Biến thiên nhiệt tạo thành trên mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ. .........52
Hình 4.6. Phân bố ứng suất trên mặt tiếp xúc giữa dao và phôi ...............................54
Hình 4.7. Mô hình tính toán trƣờng phân bố nhiệt trong tiện cứng trực giao...........55
Hình 4.8. Sơ đồ tác dụng của các nguồn nhiệt trong mô hình tính toán trƣờng phân
bố nhiệt......................................................................................................................56
Hình 4.9. Trƣờng phân bố nhiệt khi tiện thép 9XC bằng dao PCBN trong trƣờng
hợp dụng cụ sắc.........................................................................................................56
Hình 4.10. Trƣờng phân bố nhiệt khi tiện thép 9XC bằng dao PCBN trong trƣờng
hợp dụng cụ bị mòn..................................................................................................57
Hình 4.11. Phôi thép 9XC dùng trong thí nghiệm. ...................................................58
Hình 4.12. Mảnh ghép PCBN dạng đặc và thân dao sử dụng trong thí nghiệm.......58
Hình 4.13. Kính hiển vi điện tử quét Jeol-JSM 5410 LV. ........................................58
Hình 4.14. Phân tích EDX thành phần lớp phủ.........................................................59
Hình 4.15. Ảnh SEM bề mặt ghép mảnh PCBN đƣợc phủ các kim loại..................60
Hình 4.16. Các đƣờng đẳng nhiệt trong dụng cụ PCBN xác định bằng thực nghiệm..60
Hình 5.1. Các dạng hỏng của dụng cụ PCBN...........................................................63
Hình 5.2. Hình ảnh mòn mặt trƣớc và mặt sau của dao PCBN ................................64
Hình 5.3. Các vùng mòn mặt trƣớc dụng cụ PCBN khi gia công thép X12M .........65
Hình 5.4. Vết mòn dạng sóng do tác dụng của các hạt cacbit trong vật liệu phôi....65
Hình 5.5. Phân tích EDX các chất trên bề mặt dụng cụ............................................67
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

xiii
Hình 5.6. Ảnh vùng mòn mặt sau của mảnh dao PCBN khi cắt thép 9XC ở vận tốc
khác nhau...................................................................................................................68
Hình 5.7. Cấu trúc tế vi tổ chức vật liệu vùng phồng rộp dƣới lƣỡi cắt phụ và vùng
vật liệu nguyên thủy của dụng cụ PCBN ..................................................................69
Hình 5.8. Ảnh vùng mòn mặt trƣớc mảnh PCBN.....................................................69
Hình 5.9. Góc thoát nhiệt trên mặt sau dƣới lƣỡi cắt chính và phụ. .........................71
Hình 5.10. Ảnh SEM vùng mòn mặt sau mảnh PCBN khi tiện cứng thép 9XC với
chiều dài cắt khác nhau .............................................................................................71
Hình 5.11. Ảnh SEM mòn mặt sau mảnh PCBN khi tiện thép 9XC và X12M........72
Hình 5.12. Đồ thị biến thiên chiều cao mòn mặt sau theo chiều dài cắt của mảnh
PCBN khi tiện thép 9XC...........................................................................................72
Hình 5.13. Thiết bị đo nhám Mitutoyo SI-201. ........................................................73
Hình 5.14. Đồ thị biến thiên nhám bề mặt theo chiều dài cắt...................................73
Hình 5.15. Đồ thị biến thiên nhám bề mặt theo độ cứng khi tiện thép X12M..........74
Hình 5.16. Ảnh chụp topography bề mặt khi tiện thép X12M ứng với độ cứng phôi
khác nhau...................................................................................................................75
Hình 5.17. Ảnh chụp topgraphy bề mặt khi tiện thép 9XC độ cứng 52HRC ứng với
vận tốc cắt khác nhau ................................................................................................76
Hình 5.18. Kiểm tra độ cứng tế vi lớp bề mặt gia công khi tiện thép 9XC và X12M
ở độ cứng khác nhau .................................................................................................76
Hình 5.19. Biến thiên độ cứng của lớp bề mặt gia công nhận đƣợc khi tiện thép 9XC
và X12M ở độ cứng khác nhau. ................................................................................77
Hình 5.20. Cấu trúc tế vi lớp bề mặt gia công khi tiện thép 9XC và X12M độ cứng
57HRC với chiều dài cắt khác nhau..........................................................................78
Hình 6.1. Giá trị nhám bề mặt xác định từ thực nghiêm và mô hình hồi qui. ..........84
Hình 6.2. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của độ nhám Ra theo các thông số chế
độ cắt .........................................................................................................................84
Hình 6.3. Giá trị diện tích gia công xác định từ thực nghiệm và mô hình hồi qui. ..87
Hình 6.4. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của diện tích gia công Sc theo các thông
số chế độ cắt..............................................................................................................87
Hình 6.5. Đồ thị mặt biên tối ƣu Pareto và giải pháp tối ƣu thỏa hiệp .....................92
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

1
MỞ ĐẦU
1. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI
Tiện thép hợp kim qua tôi có độ cứng lớn hơn 45HRC hay tiện cứng, đang là một
lựa chọn rất hấp dẫn thay cho nguyên công mài bởi các ƣu thế: thời gian quay vòng
ngắn, quá trình gia công linh hoạt, tuổi thọ làm việc cao, chi phí đầu tƣ thấp và ít tác
động đến môi trƣờng. Trong quá trình tiện cứng, nhờ dụng cụ có lƣỡi cắt đơn nên
có thể điều chỉnh chính xác góc cắt và do đó, dễ dàng gia công các bề mặt phức tạp
của sản phẩm. Mặt khác, một số nghiên cứu đã chỉ ra rằng, ứng suất dƣ gây bởi tiện
cứng đã làm cải thiện độ bền mỏi của chi tiết gia công.
Tiện cứng bắt đầu đƣợc ứng dụng trong nhiều lĩnh vực chế tạo cơ khí từ những
năm 1980. Với sự ra đời và phát triển của các loại dụng cụ cắt siêu cứng PCBN
(Nitrit Bo lập phƣơng đa tinh thể), các ứng dụng của công nghệ tiện cứng đã tăng
lên rõ rệt trong các ngành công nghiệp, đặc biệt là công nghiệp chế tạo ô tô, ổ lăn,
các thiết bị thủy lực, bánh răng, cam, trục và các chi tiết cơ khí khác.
Mặc dù có những ƣu điểm nổi bật nhƣ một biện pháp gia công linh hoạt, thân
thiện với môi trƣờng, trong lĩnh vực gia công chính xác khi yêu cầu độ chính xác
hình học tới một vài micromet, việc ứng dụng của tiện cứng còn bị hạn chế bởi tính
thiếu ổn định liên quan đến chất lƣợng cục bộ và độ tin cậy khi gia công. Nhƣợc
điểm nữa do độ cứng của chi tiết lớn nên dụng cụ bị mòn nhanh làm tăng chi phí gia
công. Thêm vào đó, độ giòn cao và độ dai va đập thấp của vật liệu dụng cụ cắt
PCBN cũng đòi hỏi hệ thống công nghệ có độ cứng vững và độ chính xác cao.
Mặc dù việc nghiên cứu các đặc trƣng hóa lý để nhận biết và điều khiển các
nhân tố ảnh hƣởng tới hiệu quả quá trình tiện cứng đã và đang đƣợc tiến hành tại
nhiều nơi trên thế giới, các kết quả công bố cho thấy việc nghiên cứu vẫn chƣa đủ
sâu sắc và triệt để. Chính vì độ ổn định thấp liên quan đến chất lƣợng cục bộ và độ
tin cậy khi gia công nên tiện cứng chính xác còn chƣa thỏa mãn đƣợc yêu cầu của
hầu hết các ngành công nghiệp. Mặt khác, dù có khả năng thay thế cho mài trong
gia công các bề mặt chính xác chịu ứng suất cao, động học khi tiện rất khác so với
quá trình mài nên cần có những nghiên cứu sâu và đầy đủ hơn về ảnh hƣởng của
các yếu tố công nghệ cũng nhƣ tác động tƣơng quan của các quá trình hóa lý xảy
ra khi tiện cứng.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

2
Ở Việt nam, công nghệ tiện cứng đã bắt đầu đƣợc ứng dụng ở một vài cơ sở sản
xuất. Tuy nhiên, cho đến nay vẫn chƣa có công trình nghiên cứu nào về lĩnh vực
công nghệ này đƣợc công bố. Với việc sử dụng ngày càng phổ biến của các loại
thép hợp kim có độ bền và độ cứng cao trong ngành cơ khí chế tạo, cùng với sự ra
đời và phát triển của các loại dụng cụ cắt siêu cứng và các máy gia công tự động,
công nghệ tiện cứng đang thu hút đƣợc sự quan tâm đặc biệt. Vì vậy, việc nghiên
cứu bản chất quá trình, xác định các nhân tố ảnh hƣởng tới chất lƣợng và tính ổn
định của quá trình gia công nhằm tìm ra các biện pháp nâng cao hiệu quả, mở rộng
phạm vi ứng dụng của công nghệ tiện cứng ở Việt Nam là cần thiết và cấp bách.
2. MỤC ĐÍCH, ĐỐI TƢỢNG VÀ PHẠM VI NGHIÊN CỨU
Mục đích nghiên cứu
Mục tiêu nghiên cứu của luận án là nghiên cứu các đặc trƣng vật lý của quá trình
tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN nhƣ: cơ chế hình thành phoi, lực và nhiệt
cắt, mòn dụng cụ. Trên cơ sở các nghiên cứu đƣợc tiến hành trong điều kiện gia
công rất gần với thực tiễn sản xuất, có thể nhận biết một số nhân tố ảnh hƣởng tới
hiệu quả quá trình tiện cứng là tuổi thọ dụng cụ và chất lƣợng bề mặt, đề xuất đƣợc
những biện pháp nâng cao hiệu quả của quá trình tiện cứng.
Bên cạnh đó, nghiên cứu cũng tập trung vào việc tìm kiếm tập hợp các thông số
cắt tối ƣu thỏa mãn nhiều mục tiêu làm cơ sở cho việc điều khiển quá trình tiện
cứng sau này.
Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu
Đối tƣợng nghiên cứu của quá trình tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN là
hai loại thép hợp kim 9XC và thép X12M, đƣợc sử dụng khá phổ biến trong ngành
cơ khí chế tạo ở nƣớc ta.
Đề tài giới hạn phạm vi nghiên cứu ở các vấn đề sau:
+ Nghiên cứu tổng quan về công nghệ tiện cứng và vật liệu dụng cụ PCBN.
+ Nghiên cứu các đặc trƣng vật lý khi tiện cứng hai loại thép hợp kim 9XC và
X12M bằng dao PCBN bao gồm quá trình tạo phoi, lực cắt và nhiệt cắt.
+ Nghiên cứu các chỉ tiêu mòn dụng cụ PCBN và chất lƣợng bề mặt gia công khi
tiện thép cứng thép hợp kim 9XC và X12M.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

3
+ Xác định tập hợp các thông số cắt tối ƣu thỏa mãn hai mục tiêu đối lập là nhám
bề mặt và tuổi thọ dụng cụ khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN.
3. PHƢƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
Nghiên cứu lý thuyết kết hợp với nghiên cứu thực nghiệm. Việc nghiên cứu lý
thuyết dựa trên sự phân tích và tổng hợp các kết quả đã công bố, đƣa ra các giả thiết
và các tính toán biến đổi phù hợp để xây dựng cơ sở lý thuyết và thiết lập các mô
hình thực nghiệm.
Nghiên cứu thực nghiệm đƣợc tiến hành với hệ thống thiết bị thực nghiệm đƣợc
thiết kế, chế tạo có đủ độ tin cậy, sử dụng các thiết bị đo hiện đại có độ chính xác
cao nhằm kiểm chứng các mô hình lý thuyết, tìm ra các mối quan hệ hoặc đối chiếu,
kiểm chứng với các kết quả nghiên cứu đã có.
4. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN CỦA ĐỀ TÀI
Ý nghĩa khoa học
Các kết quả nghiên cứu của đề tài sẽ là cơ sở khoa học để thiết lập các chỉ dẫn
công nghệ trong quá trình tiện cứng, đặc biệt trong việc điều khiển, tối ƣu hóa quá
trình. Kết quả nghiên cứu cũng là cơ sở khoa học để ứng dụng công nghệ tiện cứng
trong chế tạo các sản phẩm đòi hỏi bề mặt làm việc có chất lƣợng cao, góp phần
tăng tính ổn định và độ tin cậy của một phƣơng pháp gia công tinh sau nhiệt luyện,
nâng cao hiệu quả và mở rộng phạm vi ứng dụng công nghệ tiện cứng.
Ý nghĩa thực tiễn
Những kết quả nghiên cứu của đề tài có thể ứng dụng tại các nhà máy, phân
xƣởng sản xuất cơ khí khi gia công các sản phẩm, chi tiết đƣợc chế tạo bằng các
loại thép hợp kim, chủ yếu là thép crôm, yêu cầu cao về độ bền, độ cứng và độ chịu
nhiệt trong ô tô, xe máy, tàu thủy, máy công cụ, động cơ, thiết bị và các dây chuyền
cán thép… ở trong nƣớc.
Quá trình ứng dụng các kết quả nghiên cứu sẽ cho phép mở rộng phạm vi gia
công của ngành chế tạo máy nói chung và của công nghệ tiện cứng nói riêng, góp
phần tạo ra những sản phẩm có chất lƣợng tốt, giá thành hạ và nâng cao khả năng
ứng dụng vào thực tiễn một phƣơng pháp gia công tinh linh hoạt, thân thiện với môi
trƣờng, chi phí đầu tƣ thấp, phù hợp với điều kiện sản xuất ở Việt Nam.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

4
5. NỘI DUNG CÁC VẤN ĐỀ SẼ ĐI SÂU NGHIÊN CỨU
Nội dung nghiên cứu sẽ đi sâu vào các vấn đề sau:
- Nghiên cứu tổng quan về công nghệ tiện cứng: Vật liệu dụng cụ cắt PCBN, quá
trình tạo phoi, lực cắt, nhiệt cắt và mòn dụng cụ khi tiện cứng.
- Làm rõ mối liên hệ của hình thái phoi với độ cứng vật liệu và vận tốc gia công
khi tiện thép hợp kim 9XC và X12M bằng dao PCBN. Phân tích hình ảnh gốc phoi
để rút ra nhận định về cơ chế hình thành phoi phụ thuộc vào hai quá trình biến cứng
và mềm hóa vì nhiệt.
- Khảo sát biến thiên lực cắt phụ thuộc vào vật liệu gia công, vận tốc cắt và chiều
dài gia công khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN. Nhận biết đƣợc mối liên
hệ giữa cơ chế hình thành phoi với lực cắt.
- Sử dụng phƣơng pháp phần tử hữu hạn giải bài toán truyền nhiệt và xác định
trƣờng phân bố nhiệt cho quá trình tiện cứng trực giao thép 9XC với sự hỗ trợ của
phần mềm ABAQUS. Bằng cách phủ các kim loại nguyên chất có điểm nóng chảy
xác định để lấy thông tin về nhiệt độ, kiểm chứng kết quả mô phỏng lý thuyết bằng
thực nghiệm.
- Phân tích các cơ chế mòn và dạng mòn dụng cụ PCBN khi tiện cứng hai loại
thép hợp kim 9XC và X12M. Khảo sát ảnh hƣởng của vật liệu phôi, vận tốc cắt và
chiều dài gia công tới mòn dụng cụ và chất lƣợng bề mặt gia công. Giải thích mối
liên hệ giữa nhiệt cắt và mòn dụng cụ.
- Ứng dụng giải thuật di truyền trong quá trình tối ƣu hóa đa mục tiêu chế độ cắt
để xác định tập hợp các thông số tối ƣu khi tiện cứng thép 9XC bằng dao PCBN. Sử
dụng phƣơng pháp phân tích hồi quy để xây dựng các mô hình lực cắt, nhám bề mặt
gia công và tuổi thọ dụng cụ.
Phần kết luận chung và phƣơng hƣớng nghiên cứu tiếp theo.
Equation Chapter (Next) Section 1
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

5
Chƣơng 1
TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ TIỆN CỨNG
1.1. Khái niệm chung
Tiện cứng là phƣơng pháp tiện sử dụng dao bằng các vật liệu siêu cứng nhƣ
Nitrit Bo, kim cƣơng hoặc gốm tổng hợp để thay thế cho nguyên công mài khi gia
công thép tôi có độ cứng từ 4570HRC [47], [58]. So với mài, tiện cứng có nhiều
ƣu thế vƣợt trội về khía cạnh kinh tế và sinh thái [77], [80]. Ƣu thế đáng kể nhất của
tiện cứng là có thể dùng một dụng cụ mà vẫn gia công đƣợc nhiều chi tiết có hình
dáng khác nhau bằng cách thay đổi đƣờng chạy dao. Trong khi đó, muốn mài đƣợc
hình dạng chi tiết khác thì phải sửa lại đá hoặc thay đá khác. Đặc biệt, tiện cứng có
thể gia công đƣợc những biên dạng phức tạp mà mài khó có thể thực hiện đƣợc.
Nếu xét về chi phí đầu tƣ thì một máy tiện CNC chỉ bằng khoảng 1/2 đến 1/10 máy
mài CNC [16]. Cấp chính xác khi tiện cứng đạt IT5÷7 và nhám bề mặt đạt Rz = 2÷4
µm. Ở điều kiện gia công đặc biệt, tiện cứng có thể đạt đƣợc độ chính xác IT3÷5 và
nhám bề mặt Rz<1,5m [48], [96]. Ngoài ra, chất lƣợng bề mặt khi tiện cứng cũng
có một số ƣu điểm so với mài nhƣ: Ảnh hƣởng nhiệt đến bề mặt gia công nhỏ do
chiều dài và thời gian tiếp xúc giữa dụng cụ và phôi ngắn, lớp ứng suất dƣ nén bề
mặt có chiều sâu lớn nhƣng vẫn giữ đƣợc độ chính xác kích thƣớc, hình dạng và
tính nguyên vẹn bề mặt [42], [48], [64], [91]. Bên cạnh đó, tiện cứng còn có thể
thực hiện gia công khô, không cần sử dụng dung dịch trơn nguội nên không ảnh
hƣởng đến môi trƣờng và sức khỏe ngƣời lao động [19], [74]. Tuy nhiên tiện cứng
cũng đòi hỏi máy, hệ thống công nghệ có độ cứng vững và độ chính xác cao [29].
Mặc dù có những ƣu thế nổi bật và đã đạt đƣợc sự tăng trƣởng mạnh mẽ trong
trong những năm gần đây, tiện cứng vẫn đang là một công nghệ gia công mới
chƣa đƣợc nghiên cứu đầy đủ. Do độ tin cậy của quá trình chƣa cao, chất lƣợng
gia công thiếu ốn định và chi phí dụng cụ cắt lớn nên phạm vi ứng dụng của công
nghệ gia công tiên tiến này còn rất hạn chế [57], [96]. Vì vậy, việc bổ sung các
nghiên cứu tìm hiểu về các hiện tƣợng cơ lý tính của quá trình, nhận biết đƣợc các
thông số điều khiển để nâng cao hiệu quả quá trình cũng nhƣ cải tiến công nghệ
chế tạo dụng cụ cắt và máy gia công sẽ mở rộng tiềm năng ứng dụng của công
nghệ tiện cứng [80].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

6
1.2. Vật liệu dụng cụ cắt PCBN
Vật liệu dụng cụ cắt PCBN (Nitrit Bo lập phƣơng đa tinh thể) là vật liệu kết hợp
giữa các hạt Nitrit Bo lập phƣơng (CBN) với chất kết dính đƣợc thiêu kết ở nhiệt độ
12000
C và áp suất 5,5GPa. Thành phần
PCBN bao gồm các hạt CBN với kích
thƣớc vài micromet (1÷30μm tùy yêu
cầu về mật độ) phân bố trong một chất
nền chứa cacbit kim loại, nitrit hoặc
ôxit (Hình 1.1). Cấu trúc đồng đều của
PCBN đã khắc phục đƣợc các nhƣợc
điểm của CBN đơn tinh thể nhƣ tính có
thớ và dị hƣớng [11]. Hiện nay, chất
kết dính gốm kim loại đang đƣợc sử
dụng rộng rãi vì kết hợp đƣợc sự gắn
kết dẻo dai của kim loại với độ cứng và bền nhiệt của gốm [102].
CBN là một trong bốn dạng tinh thể của Nitrit Bo (BN) gồm: Hexagonal
(HBN), Rhombohedral (RBN), Wurtzitic (WBN) và Cubic (CBN) [35], [54]. CBN
đƣợc tổng hợp thành công lần đầu tiên vào năm 1957 và bắt đầu đƣợc đƣa ra thị
trƣờng dƣới dạng dụng cụ cắt và bột mài từ năm 1969. Tính chất ít tƣơng tác hóa
học với nhóm hợp kim thép, độ cứng cao và tính ổn định ở nhiệt độ cao, đặc biệt
trong điều kiện ô xy hóa đã làm cho vật liệu CBN trở thành loại vật liệu công
nghiệp thích hợp hơn so với kim cƣơng. Đƣợc coi là vật liệu của thế kỷ 20, hiện nay
Nitrit Bo đang đƣợc ứng dụng rất hiệu quả trong nhiều lĩnh vực khoa học và công
nghệ nhƣ vật liệu kỹ thuật điện tử, vật liệu kỹ thuật hạt nhân, vật liệu dụng cụ cắt,
vật liệu bôi trơn và vật liệu chịu lửa [54].
Đặc tính của vật liệu PCBN phụ thuộc chủ yếu vào hàm lƣợng CBN, thành phần
chất dính kết và kích cỡ hạt. Căn cứ vào hàm lƣợng CBN mà PCBN đƣợc chia
thành hai loại: Vật liệu PCBN với hàm lƣợng CBN thấp, khoảng 50% và vật liệu
với hàm lƣợng CBN cao, khoảng 80÷90% [102]. Hàm lƣợng CBN càng cao thì khả
năng dẫn nhiệt càng lớn và tính chống mòn càng tăng. Cỡ hạt CBN càng lớn thì khả
năng chống mòn tăng nhƣng chất lƣợng lƣỡi cắt giảm (Hình 1.2) [96]. Trạng thái
của vật liệu dụng cụ PCBN trong quá trình gia công bị ảnh hƣởng bởi rất nhiều
Hình 1.1. Cấu trúc tế vi của vật liệu
PCBN: (1) và (2)vùng TiCN nhỏ và lớn;
(3)vùng Al2O3 và (4)vùng hỗn hợp của
Al2O3 [11].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

7
nhân tố bao gồm: thành phần
của vật liệu PCBN, vật liệu
phôi, bản chất quá trình gia
công, điều kiện cắt cũng nhƣ các
thông số dụng cụ cắt. Tuy hiệu
quả của dụng cụ cắt phụ thuộc
vào nhiều yếu tố song các
nghiên cứu đến nay cho thấy,
với thành phần CBN thấp, dụng
cụ cắt PCBN đạt đƣợc hiệu quả
tốt hơn trong gia công vật liệu
cứng cả về phƣơng diện tuổi thọ
dụng cụ lẫn chất lƣợng bề mặt.
Nhờ các tính chất quí giá nhƣ độ cứng cao, bền nhiệt và ít tƣơng tác hóa học ở
nhiệt độ cao, PCBN có thể sử dụng để cắt với tốc độ cao các hợp kim thép và các
vật liệu khó gia công nhƣ: thép hợp kim tôi cứng đến 70HRC, thép rèn với độ cứng
45÷68HRC, gang tôi, các loại siêu hợp kim Niken và Côban [56]. Tuy không cứng
bằng kim cƣơng song PCBN lại có những ƣu thế nổi bật với vai trò dụng cụ cắt khi
gia công thép tôi, gang tôi và các loại siêu hợp kim vì ít có ái lực hóa học với nhóm
hợp kim của sắt và tính ổn định ở nhiêt độ cao, ở nhiệt độ 16000
K không tác dụng
với hợp kim sắt và không có sự chuyển hóa cấu trúc tinh thể Nitrit Bo dạng lục giác
(HBN) giống Graphit [54]. So với hợp kim cứng và gốm, tuy PCBN có giá thành rất
cao, thƣờng gấp từ 10÷20 lần và hạn chế về dạng hình học, song lại có thể đáp ứng
các yêu cầu đạt đƣợc mức độ cao về năng suất, độ chính xác và độ đồng đều trong
gia công chế tạo, đặc biệt là các yêu cầu của quá trình tự động hóa trong gia công
nhƣ giảm thời gian dừng máy, thời gian và số lần thay thế dụng cụ nên nhu cầu tiêu
thụ dụng cụ PCBN liên tục tăng ở mức hai chữ số [56], [97]. Tuy nhiên, dù có độ
cứng rất cao nhƣng do độ dai va đập kém nên hạn chế việc sử dụng PCBN trong các
quá trình cắt gọt nặng, có va đập nhiều nhƣ phay [97].
Hiện nay, PCBN đang đƣợc sử dụng rộng rãi ở dạng bột cho quá trình mài, dạng
thiêu kết cho quá trình cắt nhƣ cƣa, cắt gọt, nghiền ép, đặc biệt triển vọng trong quá
trình tiện cứng [99].
Chất lƣợng lƣỡi cắt
Độdẫnnhiệt
HàmlƣợngCBN(%thểtích)
CBN cao
CBN thấp
Kích thƣớc hạt CBN trung bình (μm)
Hình 1.2. Ảnh hƣởng của thành phần và kích
thƣớc hạt CBN đến tính chất của vật liệu
PCBN [96].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

8
Bảng 1.1 trình bày một số tính chất cơ lý của vật liệu dụng cụ cắt PCBN và một
số vật liệu dụng cụ cắt theo các công ty chế tạo dụng cụ Kennametal, Sandvik,
Sumitomo và De Beerd. Từ đây có thể thấy PCBN là loại vật liệu dụng cụ có tính
năng thích hợp nhất cho việc gia công bằng cắt gọt các loại vật liệu có độ bền độ
cứng cao [96].
Do điều kiện chế tạo khó khăn, cấu tạo và hình dạng các mảnh dụng cụ PCBN
bị hạn chế và thƣờng đƣợc chế tạo ở ba dạng (Hình 1.3) [17]:
- Mảnh dao có mũi gắn PCBN trên nền hợp kim
cứng (Hình 1.3a).
- Mảnh dao có lớp bề mặt PCBN gắn trên nền
hợp kim cứng (Hình 1.3b).
- Mảnh dao nguyên khối PCBN (Hình 1.3c).
Chiều dày lớp PCBN đƣợc chế tạo ở ba mức:
1,6; 3,2; 4,76 mm theo tiêu chuẩn ISO/ANSI [17].
Do đƣợc sử dụng chủ yếu trong quá trình gia
công tinh với chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao nhỏ
nên quá trình cắt khi tiện cứng chỉ diễn ra ở bán kính
mũi dao hoặc dọc theo cạnh viền lƣỡi cắt, việc chế
tạo dạng hình học lƣỡi cắt dụng cụ PCBN đóng vai trò rất quan trọng. Bên cạnh đó,
Hình 1.3. Các dạng mảnh
dao PCBN [97]: PCBN ở
mũi lƣỡi cắt (a) ; PCBN ở
lớp bề mặt (b) ; PCBN
nguyên khối (c).
Bảng 1.1. So sánh các tính chất cơ lý của PCBN với một số vật liệu dụng cụ có tính
năng cắt cao [96].
Tính chất cơ lý
Cacbit
Vonfram
Gốm sứ
nhân tạo
PCBN
Kim cƣơng
nhân tạo
Khối lƣợng riêng (g/cm3
) 6.0-15.0 3.8-7.0 3.4-4.3 3.5-4.2
Độ cứng (HV 30) 1300-1700 1400-2400 3000-4500 4000-7000
Modul đàn hồi (GPa) 430-630 300-400 580-680 680-890
Giới hạn bền (Mpa1/2
) 8-18 2-7 6.7 8.89
Độ bền nhiệt (°C) 800-1200 1300-1800 1500 600
Hệ số truyền nhiệt (W/mK) 100 30-40 40-200 560
Hệ số giãn nở vì nhiệt (10-6
K-1
) 5.0-7.5 7.4-9.0 3.6-4.9 0.8
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

9
dụng cụ cắt PCBN thƣờng đƣợc sử dụng để gia công vật liệu có độ cứng cao nên
dạng hình học phù hợp của lƣỡi cắt sẽ giúp bảo vệ dụng cụ không bị hƣ hỏng sớm,
vỡ hoặc sứt mẻ [27]. Dạng hình học của lƣỡi cắt còn ảnh hƣởng tới tính nguyên
trạng, ứng suất dƣ và việc tạo thành lớp trắng trên bề mặt gia công [92].
Lƣỡi cắt dụng cụ PCBN thƣờng
đƣợc chế tạo với dạng hình học nhƣ vát
cạnh, lƣợn tròn cạnh hoặc kết hợp.
Ngoài ra còn có dạng lƣợn cung ô van
hoặc parabol (Hình 1.4) [71]. Thực tế
cho thấy, các dụng cụ có lƣỡi cắt đƣợc
gia công có tuổi thọ hơn hẳn so với các
dụng cụ có lƣỡi cắt sắc nhờ tạo thành
góc trƣớc âm làm tăng sức bền cho dao
[27]. Mảnh dao có lƣỡi cắt đƣợc lƣợn góc có xu hƣớng tạo lực cắt nhỏ hơn do đó
mòn mặt sau ít hơn. Tuy nhiên, hiệu quả gia công của mảnh dao lƣợn góc lại kém
hơn so với mảnh dao đƣợc vát góc hoặc có cạnh sắc [91]. Hiện nay, dụng cụ đƣợc
vát cạnh lƣỡi cắt thƣờng đƣợc dụng trong tiện thô và tiện cứng. Trong các điều kiện
cắt khắc nghiệt, lƣỡi cắt có thể đƣợc lƣợn góc thêm vào vát cạnh hoặc vát cạnh kép
để bảo vệ lƣỡi cắt khỏi bị vỡ hoặc sứt mẻ. Lƣỡi cắt lƣợn góc thƣờng đƣợc dùng
trong quá trình tiện cứng lần cuối [92].
1.3. Quá trình tạo phoi khi tiện cứng
1.3.1. Các hình thái phoi khi cắt kim loại
Phoi hình thành trong quá trình cắt kim loại rất đa dạng song có thể chia thành
hai dạng cơ bản [83]:
+ Dạng phoi dây ổn định (phoi
liền): với ba loại tùy theo cơ chế
hình thành bao gồm: vùng trƣợt tập
trung gần nhƣ một mặt phẳng, vùng
trƣợt có dạng mảng và vùng trƣợt
mở rộng có biến dạng dẻo bên dƣới
bề mặt do dao mòn (Hình 1.5) [82].
Hình 1.5. Cơ chế hình thành dạng phoi ổn
định: Trƣợt tập trung trên mặt phẳng(a),
vùng trƣợt tạo thành mảng(b), vùng trƣợt
mở rộng bên dƣới bề mặt gia công(c) [82].
b)a) c)
a a 
Nhìn từ mặt trƣớc Nhìn từ mặt bên
Mảnh dao
Vát
cạnh
Vát dài
lƣợn tròn
Lƣợn
cạnh
tròn
Vát cạnh
và lƣợn
Hình 1.4. Dạng hình học lƣỡi cắt
dụng cụ PCBN [71].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

10
+ Dạng phoi tuần hoàn: phoi rời, phoi lƣợn sóng, phoi răng cƣa (phoi xếp) và
phoi tạo thành với lẹo dao.
Đôi khi còn có dạng phoi với bề dày thay đổi không tuần hoàn, đặc biệt là khi
cắt kim loại nguyên chất.
Khái niệm phoi phân đoạn thƣờng đƣợc
dùng để mô tả cả phoi lƣợn sóng và phoi răng
cƣa không còn phù hợp từ khi sự khác biệt
giữa hai loại phoi này đƣợc nhận diện. Ví dụ,
tần số chu kỳ của phoi lƣợn sóng thƣờng
khoảng 100Hz trong khi chu kỳ của phoi răng
cƣa lớn hơn 2÷4 lần. Hơn nữa, phoi lƣợn sóng
không có các đỉnh sắc nhọn nhƣ phoi răng cƣa
(Hình 1.6) [83].
1.3.2 Cơ chế hình thành phoi khi tiện cứng
Sự khác biệt cơ bản của quá trình tạo phoi khi gia công thép cứng và thép thông
thƣờng là sự hình thành phoi răng cƣa, lần đầu tiên đƣợc Shaw phát hiện vào năm
1954 [14]. Các lý thuyết khác nhau để giải thích về cơ chế hình thành phoi răng cƣa
có thể chia thành hai dạng: Dạng thứ nhất dựa trên sự trƣợt đoạn nhiệt ban đầu, một
trạng thái mất ổn định nhiệt dẻo thƣờng thấy ở các vật liệu hạn chế về khả năng
biến cứng khi bị biến dạng ở tốc độ cao hoặc biến dạng dẻo lớn [104], [103]. Dạng
thứ hai cho rằng do sự mất ổn định theo chu kỳ dựa trên sự xuất hiện và lan truyền
của các vết nứt ở bề mặt tự do của phoi [14], [82], [83].
Theo quan điểm thứ nhất, sự thay đổi của tốc độ cắt khi gia công các loại vật
liệu khó gia công gây ra sự không ổn định của quá trình đã dẫn đến phản ứng cơ
nhiệt của vật liệu phôi dƣới điều kiện cắt gọt. Kết quả là sự trƣợt cục bộ và dạng
phoi tuần hoàn đƣợc hình thành. Trƣợt cục bộ làm lực cắt thay đổi tuần hoàn và gây
ra dao động hoặc va đập trong quá trình cắt, đặc biệt khi độ cứng vững của hệ thống
thấp và nhiệt độ trên bề mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ lớn. Phoi hình thành do
trƣợt cục bộ là dạng phoi điển hình khi gia công các vật liệu có hệ thống trƣợt hạn
chế (cấu trúc tinh thể sáu cạnh), khả năng dẫn nhiệt kém, độ cứng cao nhƣ các loại
thép hợp kim cứng, các loại siêu hợp kim của titan và niken. Trái lại, phoi ổn định
Hình 1.6. Các dạng phoi phân
đoạn: phoi lƣợn sóng (a) và phoi
răng cƣa (b) [83].
a)
b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

11
là dạng phoi thích hợp khi gia công các loại vật liệu có hệ thống trƣợt mạnh (cấu
trúc tinh thể bốn cạnh), tính dẫn nhiệt tốt, độ cứng thấp nhƣ các loại thép các bon và
thép hợp kim thông thƣờng [104].
Cơ chế hình thành phoi do trƣợt cục bộ gồm một chuỗi các quá trình với hai giai
đoạn cơ bản: Giai đoạn thứ nhất là sự trƣợt không ổn định và biến dạng cục bộ
trong một dải hẹp ở vùng trƣợt thứ nhất phía trƣớc dụng cụ. Giai đoạn thứ hai là quá
trình phá hủy theo đƣờng nghiêng hình chêm của vật liệu phôi khi dụng cụ tiến về
phía trƣớc với biến dạng không đáng kể để hình thành một phân đoạn phoi [104].
Quá trình hình thành phoi do trƣợt cục bộ khác hẳn với quá trình hình thành
phoi liền (Hình 1.7). Trong trƣờng hợp hình thành phoi liền, hiện tƣợng biến cứng
chiếm ƣu thế so với hiện tƣợng mềm hoá vì nhiệt. Khi trƣợt diễn ra dọc theo mặt
phẳng trƣợt chính a, do bị biến cứng nên ứng suất yêu cầu cho biến dạng tiếp theo
trở nên lớn hơn và mặt phẳng yếu nhất sẽ chuyển sang mặt phẳng tiếp theo. Vì vậy,
trƣợt sẽ chuyển sang mặt phẳng tiếp theo dẫn đến một sự phân bố biến dạng đồng
đều trong phoi ở cấp độ tổng thể. Trong trƣờng hợp hình thành phoi do trƣợt cục bộ,
sự mềm hoá vì nhiệt chiếm ƣu thế hơn sự biến cứng. Khi trƣợt diễn ra dọc theo mặt
phẳng trƣợt chính a (Hình 1.7), sức bền ở đây nhỏ hơn nên mặt phẳng này vẫn là
mặt phẳng yếu nhất và trƣợt tiếp tục diễn ra ở đây hay nói khác đi, trƣợt đƣợc giới
hạn trong một mặt phẳng hẹp. Vì vậy, sự phân bố biến dạng trong phoi ở cấp độ
tổng thể là không đồng đều. Nhƣ vậy, bản chất của cơ chế tạo phoi ở đây chỉ là sự
cạnh tranh của hai hiện tƣợng cơ nhiệt là biến cứng và mềm hóa vì nhiệt [103].
Theo quan điểm thứ hai, quá trình hình thành phoi răng cƣa là do sự mất ổn
định theo chu kỳ dựa trên sự xuất hiện và lan truyền của các vết nứt ở bề mặt tự do
của phoi trải qua các giai đoạn (Hình 1.8) [73]:
Hình 1.7. Sơ đồ các giai đoạn của quá trình tạo phoi do trƣợt cục bộ trong cắt
kim loại [104].
C
A A'
D
I
s1
s2
II
B
Dao
y
x
B
C
A
D
I
II
DaoS1
B
C
A
D
A'
I
II
S1
S2
Daoa
b
c
c
a
b
a'
ls
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

12
Giai đoạn 1: Khi ứng suất cắt đạt tới giá trị tới hạn, một vết nứt đột nhiên xuất
hiện và phát triển về phía lƣỡi cắt.
Giai đoạn 2: Do sự xuất hiện của vết nứt, thể tích phoi giữa vết nứt và cạnh viền
lƣỡi cắt bị đẩy lên hầu nhƣ không có bất kỳ biến dạng nào. Khi dụng cụ tiến về phía
trƣớc, khe hở giữa
vết nứt và cạnh viền
lƣỡi cắt sẽ nhỏ dần
làm chiều dày của
phoi giảm. Tốc độ
trƣợt của phoi trên
mặt trƣớc của dụng
cụ và ở bề mặt vết
nứt lớn đến nỗi ma
sát làm nhiệt độ tăng
đến gần điểm chuyển hóa A3. Vì thế, mactensite có thể đƣợc tạo ra dƣới dạng các
lớp trắng xung quanh đoạn phoi vừa hình thành. Bên cạnh đó một lớp trắng tƣơng
tự tồn tại trên bề mặt gia công do ma sát lớn với mặt sau của dụng cụ.
Giai đoạn 3: Chiều rộng của khe hở hẹp đến mức mà tốc độ đẩy ra và biến dạng
dẻo của phoi là rất cao. Dƣới tác dụng của nhiệt độ cao, hai lớp trắng trên phoi hòa
nhập với nhau tạo thành phần còn lại của đoạn phoi. Tại đây, chiều dày phoi rất nhỏ
và nó nguội đi rất nhanh. Vì thế, sự chuyển hóa trong vùng này là đoạn nhiệt.
Giai đoạn 4: Phân đoạn phoi đƣợc hình thành và điền đầy vào chỗ trống giữa vết
nứt và mặt bên trong của phoi do biến dạng lớn. Sự phân bố ứng suất nén mà bị
giảm xuống trong giai đoạn 2 và 3 đóng vai trò quan trọng trở lại để bắt đầu một vết
nứt mới và các hiện tƣợng của chu kỳ sẽ đƣợc lặp lại.
Dạng phoi tạo thành đƣợc điều khiển bởi sự cân bằng giữa tốc độ cắt và độ cứng
của phôi thông qua mối liên hệ giữa hai thông số trên là nhiệt cắt [73].
1.4. Lực và ứng suất trong cắt kim loại
1.4.1. Mô hình tính toán lực cắt
Lực cắt cần thiết để tạo thành phoi trong cắt kim loại phụ thuộc vào giới hạn
trƣợt của vật liệu phôi và diện tích mặt phẳng trƣợt. Trong khi giới hạn chảy trƣợt
Hình 1.8. Các giai đoạn hình thành phoi răng cƣa trong
gia công thép 100Cr6 (760HV), thông số cắt v = 100m/p,
s=0,1 mm/vòng, t =1mm, môi trƣờng cắt khô, dao PCBN
có chất gắn kết ceramic [73].
Các lớp
trắng
Vết nứt
ban đầu
Giai đoạn 1 Giai đoạn 2 Giai đoạn 3
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

13
của các kim loại và hợp kim trong cắt kim loại thay đổi rất ít trong dải rộng tốc độ
cắt và chiều sâu cắt thông thƣờng thì diện tích mặt phẳng trƣợt lại thay đổi nhiều
phụ thuộc vào điều kiện cắt nên ảnh hƣởng của diện tích mặt phẳng trƣợt tới lực cắt
lớn hơn nhiều so với ảnh hƣởng của giới hạn chảy trƣợt trong cắt kim loại [94].
Trong trƣờng hợp cắt trực giao, diện tích mặt phẳng trƣợt có quan hệ với chiều
dày lớp cắt t1, chiều rộng phoi w và góc trƣợt theo biểu thức:
1w
sin
S
t
A

 (1.1)
Trong quá trình cắt, có thể chủ động điều khiển đƣợc các thông số chiều sâu cắt
(w) và lƣợng chạy dao (t1) nhƣng không thể điều khiển đƣợc trực tiếp góc trƣợt  .
Khi góc trƣợt nhỏ, lực trƣợt có thể lớn gấp 5 lần khi góc trƣợt lớn nhất. Vì vậy việc
nghiên cứu các nhân tố ảnh hƣởng tới góc trƣợt  sẽ giúp điều khiển hoặc dự đoán
đƣợc lực cắt [94].
Để xây dựng các biểu thức dự đoán định lƣợng về trạng thái vật liệu phôi trong
quá trình cắt cũng nhƣ xác định các nhân tố quyết định chiều dày phoi, góc trƣợt 
và lực cắt tƣơng ứng, nhiều mô hình dự đoán lực cắt, ứng suất dƣ, hình dạng phoi
đã đƣợc phát triển nhƣ mô hình của Ernst và Merchant (1941), Lee và Shaffer
(1951), Kobayashi và Thomsen (1962), Rowe và Spick (1967), Wright (1982)...
Tuy nhiên, cho đến nay vẫn không có mô hình nào đúng với mọi điều kiện cắt [42].
Các mô hình tính toán lực cắt đƣợc trình bày trong Phụ lục I.
Trong số các mô hình đề cập ở trên,
không mô hình nào có sự cải tiến đáng kể
so với mô hình của Ernst và Merchant
[42]. Vòng tròn lực của Merchant vẫn là
cột mốc quan trọng trong lý thuyết về cắt
kim loại. Theo mô hình này, lực tổng hợp
giữa dao và phoi FR là một vector tổng
hợp của các thành phần lực vuông góc
(Hình 1.9):
R S SN F N C TF F F F F F F      (1.2)
Trong đó: FR là lực tổng hợp; FS là lực cắt nằm trong mặt phẳng trượt; FSN là lực


A
Phôi
Dao
Vïng
biÕn d¹ng
Phoi

FR
FF
FN
FC
FT
FSN
FS

V

Vc
B
t2
t1
Hình 1.9. Vòng tròn lực khi cắt trực
giao của Ernst và Merchant [42].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

14
vuông góc với mặt phẳng trượt; FF lực ma sát ở trên mặt trước của dụng cụ; FN là
lực pháp tuyến với mặt trước của dụng cụ; FC là lực cắt chính; FT là lực dọc trục.
Lực thành phần tác dụng trên mặt phẳng trƣợt và mặt trƣớc của dụng cụ có quan
hệ với các thành phần lực cắt chính (lực tiếp tuyến FC và lực dọc trục FT):
cos sin
sin cos
sin cos
cos sin
S C T
SN C T
F C T
N C T
F F F
F F F
F F F
F F F
 
 
 
 
  

  

  
  
(1.3)
Với  là góc trƣớc;  là góc trƣợt.
1.4.2. Mô hình tính lực khi cắt nghiêng
Trong quá trình cắt nghiêng, tỉ lệ của các thành phần lực cắt Fz, Fy, Fz phụ thuộc
vào chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao. Điều này có thể đƣợc giải thích bởi thực tế
rằng chiều sâu cắt và lƣợng chạy
dao ảnh hƣởng đến hƣớng thoát
phoi và vì vậy đến hƣớng của
lực ma sát giữa phoi và mặt
trƣớc dụng cụ. Hình 1.10 mô tả
lực tác dụng lên mặt trƣớc dụng
cụ có góc nâng của lƣỡi cắt
chính λ=0 [107]. Với mặt trƣớc
AOBC là tạo một góc trƣớc γ
với mặt phẳng đáy AOED
vuông góc với véc tơ vận tốc
cắt. Lực pháp tuyến N và lực
tiếp tuyến F tác dụng trên mặt
trƣớc. Hệ trục xyz có trục z song song với phƣơng vận tốc cắt và trục x song song
với phƣơng của bƣớc tiến dao. Hệ trục vuông góc kln có trục n vuông góc với mặt
trƣớc và trục l trùng với lƣỡi cắt và tạo thành góc nghiêng chính φ với trục x. Trục
m là giao của mặt nk với mặt AOED. Sử dụng hệ trục tọa độ kln trên có thể xác
định đƣợc mối quan hệ giữa các thành phần lực pháp tuyến N và lực ma sát F với
các thành phần Fz, Fy, Fz của lực tổng hợp chiếu lên hệ trục xyz nhƣ sau:
Hình 1.10. Sơ đồ mối quan hệ giữa các thành
phần lực khi cắt nghiêng [107].
Fz
R
Fy
Fx



y
O
n
l
ms
F
TX
TY
T
sz
sm
smy
smx
z
N Nz
Nm
Nmx
Nmy
E
B
C
DA




k
x

Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

15
+) os sinz z zF N S Nc S     (1.4)
+) os sin sin
2 2 2
y y my my m mF T N S Tc N S
  
  
     
             
     
→ sin cos cosy m mF T N S     (1.5)
+) sin cos sin
2 2 2
x mx mx x mF S N T S N T
  
  
     
             
     
(1.6)
os os sin
sin sin sin cos cos cos cos
cos cos cos sin sin sin cos
z
y
x
F Nc Fc
F F N F
F F N F
  
      
      
 
  
  
(1.7)
Nếu có thể đo đạc các thành phần lực sẽ xác định đƣợc góc thoát phoi trên mặt
trƣớc dụng cụ:
sin os
sin ( cos sin )cos
y x
z y x
F F c
tg
F F F
 

   


 
(1.8)
Hệ số ma sát μ bằng tỉ số giữa lực tiếp tuyến với lực pháp tuyến tác dụng trên
mặt trƣớc dụng cụ đƣợc xác định:
2 2
[ sin ( cos sin )cos ] ( sin cos )
cos ( cos sin )sin
z y x y x
z y x
F F F F F
F F F
     

   
   

 
(1.9)
Khi 0  → cos siny x xyF F F   và sin cos 0y xF F  
Do đó:
sin cos
cos sin
z xy
z xy
F F
F F
 

 



(1.10)
1.4.3. Ứng suất trong dụng cụ cắt
Với cấu tạo phức tạp của dụng cụ và điều kiện cắt trong quá trình gia công, việc
đánh giá chính xác ứng suất cục bộ tác dụng lên dụng cụ gần lƣỡi cắt là một thách
thức đối với các phƣơng pháp phân tích hiện có [94].
Trong một quá trình tiện đơn giản, có hai loại ứng suất chính quan trọng tác
dụng lên dụng cụ:
- Ứng suất pháp do lực cắt chính tác dụng lên mặt trƣớc dụng cụ tại vùng tiếp xúc
là ứng suất nén, có thể xác định bằng tỉ số giữa lực cắt chính và diện tích tiếp xúc.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

16
- Ứng suất tiếp do lực ăn dao tác dụng lên mặt trƣớc dụng cụ, xác định bằng tỉ
số giữa lực ăn dao và diện tích tiếp xúc. Vì lực ăn dao nhỏ so với lực cắt chính nên
ứng suất tiếp nhỏ hơn ứng suất pháp tác dụng trên cùng diện tích tiếp xúc, thƣờng
chỉ vào khoảng 30%-60% giá trị trung bình của ứng suất pháp.
- Khi dụng cụ mòn, có cả ứng suất pháp và tiếp tác dụng lên mặt sau của dụng
cụ. Mặc dù diện tích tiếp xúc trên mặt sau đôi khi có thể xác định rõ ràng nhƣng rất
khó xác định giá trị của lực tác dụng trên nó. Cho đến nay, vẫn không có một đánh
giá đáng tin cậy nào về ứng suất trên mặt sau dụng cụ.
Ngoài ra, còn có các ứng suất khác tác dụng lên thân dụng cụ liên quan đến cấu
trúc chung của dụng cụ và độ cứng vững kết nối tại nơi dụng cụ đƣợc lắp đặt khi gia
công. Tuy nhiên, vì không liên quan đến quá trình tạo phoi và tuổi thọ dụng cụ nên
các ứng suất này không đƣợc xem xét [94].
1.4.4. Sự phân bố ứng suất trong vùng biến dạng
Giá trị của ứng suất trung bình trong vùng biến dạng khi gia công có thể xác
định dựa trên giá trị lực đo đạc và diện tích vùng biến dạng: s
s
s
F
A
  . Trƣờng phân
bố ứng suất trong vùng biến dạng có liên quan trực tiếp đến quá trình sinh nhiệt, ảnh
hƣởng đến cơ chế hình thành phoi và xác định yêu cầu đối với vật liệu dụng cụ.
Sự phân bố ứng suất trên vùng biến
dạng khi gia công rất phức tạp. Theo nghiên
cứu của nhiều tác giả, trên vùng tiếp xúc của
phoi với mặt trƣớc dụng cụ, ứng suất cắt c
bằng hằng số trên một nửa phần phoi tiếp
xúc gần nhất với lƣỡi cắt và sẽ giảm dần đến
không trên nửa còn lại, đạt giá trị bằng
không tại điểm C khi phoi rời khỏi bề mặt
dụng cụ. Ứng suất pháp c tăng đơn điệu từ
điểm C tới lƣỡi cắt A (Hình 1.11) [81].
Ứng suất pháp thay đổi trên mặt trƣớc
theo quy luật [106]:
( ) ( )n
x l x   (1.11)
Hình 1.11. Biến thiên ứng suất
pháp và tiếp trên mặt trƣớc dụng
cụ [81].
A CD
B
V
x
D'
Phoi
Dao
c
c
c
c
Vïng dÝnh Vïng tr-ît
Phoi rêi khái
mÆt tr-íc dông cô
l
l1
ư ư
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

17
Ứng suất pháp có giá trị cực đại tại lƣỡi cắt: ( ) n
Mx l   (1.12)
1
n
s
M
l
l l



 
  
 
(1.13)
với n là hằng số, xác định từ thực nghiệm: n = 19÷22 cho thép các bon thấp [55]; 
là hệ số ma sát trên mặt trƣớc.
Ứng suất tiếp biến thiên theo quy luật:
( ) sx  với 10 x l  (1.14)
(x) s
1
= (x)=
n
l x
l l
  
 
 
 
với 1l x l  (1.15)
Gần đúng 12l l . Chiều dài vùng ứng suất trƣợt bằng hằng số giảm tƣơng đối so
với tổng chiều dài tiếp xúc khi tăng góc trƣớc  của dụng cụ.
Trạng thái phân bố ứng suất trên mặt
phẳng trƣợt cũng tƣơng tự nhƣ trên bề mặt
tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ [81]. Hình
1.12 đã biểu diễn sự thay đổi của ứng suất
tiếp s và ứng suất pháp s trên mặt phẳng
trƣợt. Trong vùng AE (gần lƣỡi cắt nhất) s
không phụ thuộc vào ứng suất pháp s trên
mặt phẳng trƣợt, trong khi trên vùng E’B
(gần bề mặt tự do nhất) tỉ số s
s


xấp xỉ bằng
hằng số và phù hợp với định luật Amonton
cho bề mặt ma sát trƣợt. Hai vùng này đƣợc kết nối với nhau nhờ một vùng
chuyển tiếp EE’ nơi mật độ các vết nứt tế vi tăng đến mức nối thông với nhau.
1.4.5. Lực cắt khi tiện cứng
Trong quá trình tiện cứng, độ cứng cao của phôi cùng với tốc độ cắt cao và điều
kiện gia công khô đã làm cho tác dụng của lực cắt có những thay đổi đáng kể so với
các quá trình gia công thông thƣờng. Lực cắt trong gia công các vật liệu cứng không
lớn hơn các vật liệu mềm [66]. Góc trƣợt lớn và sự hình thành phoi răng cƣa do độ
Hình 1.12. Biến thiên ứng suất
pháp và tiếp trong mặt phẳng
trƣợt [81].
s
Phoi
E' E A
MÆt ph¼ng
tr-îtV
C
Dao
B
s
s
s
s
ư
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

18
dẻo kém làm giảm lực cắt mặc dù độ bền cao của vật liệu cứng. Trƣờng hợp gia
công các thép cứng, góc trƣớc âm của dụng cụ càng lớn thì lực dọc trục càng cao và
lực cắt tiếp tuyến càng thấp. Sự biến thiên của các thành phần lực cắt cũng bị ảnh
hƣởng bởi sự thay đổi độ cứng vật liệu gia công. Strafford và Audy [87] đã khẳng
định khi tiện cứng thép AISI 4340 có độ cứng từ 29 đến 57HRC bằng dụng cụ gốm
đã có sự tăng tƣơng ứng lực cắt từ 30÷80%. Trong một công bố khác đã chứng tỏ
rằng tốc độ cắt càng cao, lực dọc trục và lực cắt riêng càng thấp, không phụ thuộc
vào mòn dụng cụ [12].
Ảnh hƣởng của điều kiện cắt đến quá trình tiến triển của lực cắt cũng đã đƣợc
mô hình trong nhiều nghiên cứu. Bằng việc tiến hành các thí nghiệm khi gia công
thép AISI D2 ở độ cứng 62HRC với dụng cụ cắt PCBN, Arsecularatne và cộng sự
[12] đã kết luận có một mối liên hệ chặt chẽ giữa lực cắt và điều kiện cắt. Huang
và Liang [39] trình bày lực cắt tổng cộng là tổng của các thành phần lực để tạo
phoi và lực do mòn mặt sau. Mô hình này đƣợc đánh giá bằng thực nghiệm quá
trình tiện cứng chính xác thép AISI 52100 ở độ cứng 62HRC với hai loại dụng cụ
PCBN hàm lƣợng CBN cao và thấp. Kết quả cho thấy, lực hƣớng kính và lực tiếp
tuyến có giá trị nhỏ hơn, nhiệt độ trên bề mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ có giá
trị cao hơn khi sử dụng dao với hàm lƣợng CBN thấp. Chen [20] cũng công bố khi
nghiên cứu thực nghiệm tiện cứng thép bằng dụng cụ PCBN, lực hƣớng kính có
giá trị lớn nhất trong ba thành phần lực cắt. Ozel và cộng sự [68] cũng kết luận,
lực cắt khi gia công bằng dụng cụ PCBN nhạy cảm với sự thay đổi của các thông
số hình học của dụng cụ và mòn dụng cụ. Bề mặt của sản phẩm khi gia công bằng
dụng cụ PCBN cũng tƣơng đƣơng nhƣ bề mặt đƣợc mài. Thêm nữa, lực cắt cũng
nhƣ nhám bề mặt còn bị ảnh hƣởng bởi thông số hình học của dụng cụ. Dụng cụ
với cạnh lƣỡi cắt mài tròn sẽ làm giảm lực cắt nhƣng làm tăng nhiệt độ trên mặt
tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ. Sử dụng các kết quả từ mô hình cơ nhiệt của mặt
phẳng trƣợt khi cắt trực giao có kể ảnh hƣởng của biến dạng, tốc độ biến dạng,
nhiệt độ và độ cứng phôi ban đầu, Yan và cộng sự [100] kết luận rằng lực ăn dao
có giá trị lớn nổi trội trong các thành phần lực cắt khi tiện cứng chính xác bằng
dụng cụ PCBN. Lực cắt, đặc biệt là lực ăn dao, tăng khi tăng lƣợng chạy dao và
bán kính vê tròn cạnh lƣỡi cắt.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

19
1.5. Nhiệt cắt trong quá trình tiện cứng
1.5.1. Các nguồn nhiệt trong cắt kim loại
Trong quá trình cắt kim loại, năng lƣợng bị tiêu tốn vào việc tạo phoi và thắng
lực ma sát giữa phôi và dụng cụ. Hầu hết năng lƣợng này chuyển hóa thành nhiệt
tạo ra nhiệt độ cao ở vùng biến dạng và những vùng xung quanh của phoi, dụng cụ
và phôi (Hình 1.13) [26].
Nhiệt độ cắt đóng vai trò quan trọng
trong quyết định hiệu quả gia công. Nhiệt
độ trong vùng biến dạng cơ sở, nơi diễn ra
biến dạng lớn để hình thành phoi có ảnh
hƣởng đến các thuộc tính cơ học của vật
liệu gia công và do đó đến các lực cắt. Nhiệt
độ trên mặt trƣớc dụng cụ có ảnh hƣởng lớn
đến tuổi thọ dụng cụ cắt. Nhiệt độ trên mặt
sau dụng cụ sẽ ảnh hƣởng đến trạng thái hoàn thiện và cấu trúc kim loại của bề mặt
gia công. Nhiệt độ vừa phải sẽ giảm bớt ứng suất dƣ trên bề mặt gia công do giảm
bớt sự chênh lệch nhiệt độ trong khi nhiệt độ cao có thể dẫn đến lớp cháy hoặc lớp
cứng trên bề mặt gia công.
Về cơ bản, trong quá trình cắt có thể nhận biết đƣợc ba nguồn sinh nhiệt [42]:
- Vùng trƣợt cơ sở.
- Mặt tiếp xúc giữa phoi và mặt trƣớc dụng cụ.
- Mặt tiếp xúc giữa phôi và mặt sau dụng cụ.
Nguồn nhiệt sau cùng (mặt tiếp xúc giữa phôi và dụng cụ) có thể bỏ qua nếu
dùng dụng cụ sắc.
1.5.2. Các phƣơng pháp đo đạc nhiệt độ trong cắt kim loại
Nhiệt độ trong cắt kim loại bắt đầu đƣợc quan tâm về mặt định lƣợng từ những
năm 1920. Nhiệt độ dụng cụ cắt có thể đƣợc xác định bằng các phƣơng pháp nhƣ:
nhiệt điện, ngẫu nhiệt, bức xạ hồng ngoại, vẽ bản đồ sự thay đổi về cấu trúc và độ
cứng của vật liệu phụ thuộc vào nhiệt độ, xác định màu thép tôi, sử dụng các vật
liệu chỉ thị nhiệt độ đặt vào các bề mặt cần xác định nhiệt độ v.v... song tất cả các
phƣơng pháp đều chƣa cho kết quả chính xác. Ví dụ, phƣơng pháp nhiệt điện chỉ đo
Hình 1.13. Các khu vực biến dạng
là nguồn sinh nhiệt [26].
Relief face
Deformation zone
Rake face
Vùng biến dạng
Mặt trƣớc
Mặt sau
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

20
đƣợc nhiệt độ trung bình trên toàn bộ vùng tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ, mặt khác
cả phôi và dụng cụ đều phải là chất dẫn điện nên một số dụng cụ nhƣ gốm không
thể áp dụng phƣơng pháp này. Việc gia công các lỗ đặt cặp ngẫu nhiệt sẽ phá vỡ và
có thể làm thay đổi trƣờng nhiệt trong cắt kim loại. Việc vẽ bản đồ nhiệt độ bằng
cách sử dụng cặp ngẫu nhiệt cũng rất rƣờm rà vì phải dùng nhiều dụng cụ với các
cặp ngẫu nhiệt đặt tại các điểm khác nhau. Kỹ thuật đo bức xạ là thƣờng hạn chế
việc tiếp cận vào bề mặt cần đo. Màu thép tôi của phoi phụ thuộc vào chiều dày của
lớp ôxy hóa trên bề mặt phoi mà chiều dày này phụ thuộc vào thời gian ở nhiệt độ
cũng nhƣ sự tập trung ôxy và làm cho sự giải thích gặp khó khăn [42].
Sự phát triển gần đây trong công nghệ phủ cho phép sử dụng một phƣơng pháp
mới để đo nhiệt độ dụng cụ bằng việc dùng các màng mỏng cảm biến nhiệt điện trở
RTDs (Resistance Temperature Detectors) đặt trực tiếp trên bề mặt dụng cụ. Các
cảm biến này có độ dày đặc trƣng khoảng chừng vài nanomet, ảnh hƣởng của nó
trong quá trình cắt là không đáng kể. Hơn nữa, với chiều rộng chỉ vài micromet, có
thể đặt nhiều cảm biến cạnh nhau trong vùng tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ. Tuy
nhiên, trong quá trình phát triển của cảm biến nhiệt điện trở, lớp phủ mặt ngoài
đang là một điểm bế tắc. Tất cả các lớp phủ đƣợc thử nghiệm đều bị tróc ngay khi
cắt và sau đó, cảm biến bị phá hủy bởi phoi [42].
Nhƣ vậy, vẫn không có một phƣơng pháp đơn giản nào đƣợc nhận biết để đo
đạc nhiệt độ trong phoi, phôi và dụng cụ, thậm chí trong quá trình cắt trực giao.
Điều này đặc biệt càng khó khăn đối với vật liệu dụng cụ PCBN vì với độ cứng cao
và không dẫn điện nên việc sử dụng phƣơng pháp nhiệt điện trở và gia công lỗ đặt
cặp ngẫu nhiệt gặp nhiều trở ngại. Thực tế mới chỉ có một vài nghiên cứu thử
nghiệm đo đạc nhiệt độ dụng cụ PCBN bằng việc đặt ngẫu nhiệt hoặc chất chỉ thị
nhiệt độ bên dƣới mảnh dao hay đo bức xạ hồng ngoại [60], [79], [88]. Chính vì
vậy, các mô hình phân tích dự đoán nhiệt độ khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng
dụng cụ PCBN càng đƣợc quan tâm nghiên cứu.
1.5.3. Nhiệt cắt khi tiện cứng bằng dụng cụ PCBN
Các nghiên cứu về nhiệt cắt trong quá trình tiện cứng còn chƣa nhiều. Hiểu biết
về quá trình sinh nhiệt và phân bố nhiệt trong dụng cụ cắt khi tiện cứng vẫn còn ở
mức rất hạn chế. Các nhân tố có ảnh hƣởng lớn nhất đến nhiệt cắt khi tiện cứng là
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

21
tính chất của vật liệu phôi và dụng cụ, các thông số của điều kiện cắt. Ngoài ra còn
có thể có một số nhân tố khác nhƣ chế độ làm nguội, kích thƣớc phôi [88]. Nghiên
cứu thực nghiệm cho thấy quy luật thay đổi nhiệt độ trong quá trình tiện cứng
không tuân theo lý thuyết cắt kim loại truyền thống. Cấu trúc tế vi của vật liệu phôi
gia công có ảnh hƣởng lớn đến nhiệt cắt. Ví dụ, nhiệt độ trong tiện cứng thép ổ lăn
GCr15 bằng dụng cụ PCBN tăng khi độ cứng phôi tăng đến 50HRC, vƣợt qua giá
trị này nhiệt cắt sẽ giảm. Điều này đƣợc giải thích là do cơ chế tạo phoi thay đổi,
phoi răng cƣa xuất hiện đã làm tăng khả năng dẫn nhiệt ra khỏi vùng biến dạng.
Trong khoảng độ cứng của phôi từ 30÷64HRC, nhiệt cắt tăng cùng với sự tăng của
tốc độ cắt, lƣợng chạy dao. Tuy nhiên ảnh hƣởng của tốc độ cắt đến tuổi thọ dụng
cụ PCBN nhỏ hơn nhiều so với dụng cụ bằng gốm và hợp kim cứng [59].
Vận tốc cắt có ảnh hƣởng lớn nhất tới nhiệt cắt khi tiện cứng. Chiều sâu cắt và
lƣợng chạy dao có ảnh hƣởng ít hơn [88]. Cũng có bằng chứng cho thấy nhiệt cắt
giảm khi tăng chiều sâu cắt t khi tiện cứng. Điều này bởi vì khi tăng chiều sâu cắt
sẽ làm góc mặt phẳng trƣợt tăng và nguồn nhiệt trên vùng trƣợt cơ sở sẽ có ảnh
hƣởng ít hơn đến bề mặt gia công do khoảng cách từ mặt phẳng trƣợt đến bề mặt
đƣợc cắt lớn hơn [23].
1.6. Mòn và tuổi thọ dụng cụ CBN
1.6.1. Các dạng mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN
Mòn và tuổi thọ dụng cụ là tiêu chuẩn thông thƣờng nhất dùng để đánh giá hiệu
suất của dụng cụ cắt, khả năng gia công của vật liệu và là một trong những chỉ tiêu
đƣợc quan tâm nhất khi chọn dụng cụ cắt và điều kiện gia công. Tƣơng tự nhƣ các
vật liệu dụng cụ cắt thông thƣờng, mòn mặt trƣớc và mặt sau là hai dạng hỏng chủ
yếu của dao tiện PCBN. Tuy nhiên, mòn mặt trƣớc ở dụng cụ PCBN bắt đầu từ rất
gần lƣỡi cắt [74] và lƣỡi cắt của mảnh dao PCBN không bị biến dạng khi cắt [94].
Trong khi có một vài lý thuyết khác nhau liên quan đến các cơ chế mòn xuất
hiện trong quá trình tiện cứng bằng dụng cụ PCBN, có một sự thống nhất chung
cho rằng mòn gây ra bởi sự kết hợp của một vài cơ chế. Các cơ chế thông
thƣờng nhất đƣợc sử dụng để giải thích quá trình mòn dụng cụ PCBN bao gồm
mài mòn [46], [67], [74], dính và khuếch tán [49], [67], [105] và mòn do tƣơng
tác hóa học [33], [38], [61].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

22
+) Mài mòn: Mài mòn gây ra bởi các hạt cứng trong phôi và cũng bởi các hạt
CBN từ vật liệu dụng cụ [31]. Khi lớp vật liệu dính kết bị mài mòn bởi vật liệu
phôi, các hạt CBN dễ dàng bị tách khỏi vật liệu dụng cụ và trở thành các hạt mài
mòn đối với vật liệu dụng cụ [61].
+) Dính và khuếch tán: Dính xảy ra khi vật liệu phôi hoặc phoi nóng chảy dƣới
tác dụng của nhiệt độ và ứng suất cao ở vùng cắt và dính vào bề mặt không tiếp xúc
của dụng cụ [13], [33], [61]. Diện tích và chiều dày của lớp dính phụ thuộc vào
điều kiện cắt và tốc độ mòn dụng cụ bởi vì các nhân tố này quyết định nhiệt độ
vùng cắt. Cấu trúc, thành phần và mức độ lớp dính đƣợc quyết định bởi vật liệu
dụng cụ [22], [49]. Nhiều nhà nghiên cứu cho rằng những hợp chất đƣợc tạo thành
không cứng nhƣ vật liệu PCBN đã làm cho quá trình mài mòn tăng thêm [22], [38].
Khuếch tán có thể xảy ra khi nhiệt độ ở vùng cắt cao [33], [49], [105]. Chất
dính kết trong dụng cụ PCBN đƣợc cho rằng dễ bị mòn dạng này nhất và sẵn sàng
phản ứng với vật liệu phôi để tạo ra một sự thay đổi về cấu trúc [49]. Điều này làm
giảm khả năng chống mòn của chất dính kết và dẫn đến tăng mài mòn dụng cụ. Tốc
độ khuếch tán tăng cùng với sự tăng của nhiệt độ nhƣng do nhiệt độ cắt với dụng cụ
PCBN tƣơng đối thấp, thƣờng nhỏ hơn 9000
C nên cơ chế mòn này đƣợc cho rằng
chỉ thực sự đáng kể khi điều kiện cắt rất khắc nghiệt [67].
+) Tƣơng tác hóa học và lớp vật liệu dính bám: Lớp vật liệu dính bám thƣờng
xuyên quan sát thấy trên bề mặt dụng cụ PCBN sau khi cắt kim loại là do phản ứng
hóa học xảy ra trên vùng tiếp xúc giữa phôi với dụng cụ hoặc không khí [13], [33],
[61]. Diện tích và chiều dày lớp dính bám phụ thuộc vào điều kiện cắt và tốc độ mòn
của dụng cụ vì các nhân tố này quyết định nhiệt độ trong vùng tiếp xúc [33], [49], [67],
[105]. Cấu trúc, thành phần và mức độ các lớp dính phụ thuộc vào vật liệu dụng cụ
PCBN [22], [49]. Lớp dính bám bề mặt đƣợc cho rằng có khả năng bảo vệ dụng cụ
cho tới khi đạt tới nhiệt độ làm lớp dính bám trở nên mềm và bị mất đi, lúc đó tốc độ
mòn dụng cụ sẽ tăng [61]. Lớp dính bám trên bề mặt dụng cụ có ảnh hƣởng đến sự tiêu
tán nhiệt từ bề mặt dụng cụ vào môi trƣờng và nhƣ vậy, làm ảnh hƣởng đến nhiệt cắt.
Tƣơng tác hóa học trong vùng tiếp xúc cũng có thể hình thành các hợp chất có điểm
nóng chảy thấp, ví dụ B2O3 với điểm nóng chảy 723o
K. Trong điều kiện nhiệt độ cao
đã hình thành một pha lỏng ở vùng tiếp xúc giữa dụng cụ với phoi và góp phần làm
giảm hệ số ma sát trong vùng tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ PCBN [46]…
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

23
1.6.2. Các nhân tố ảnh hƣởng đến mòn dụng cụ PCBN
Các nhân tố đã đƣợc nhận biết có ảnh hƣởng quyết định đến tuổi thọ và hiệu
suất dụng cụ PCBN bao gồm: thành phần của vật liệu phôi và dụng cụ, thông số
hình học của dao, điều kiện gia công và độ cứng vững của hệ thống công nghệ.
+) Thành phần của vật liệu dụng cụ: Là nhân tố quan trọng có ảnh hƣởng đáng
kể tới mòn dụng cụ. Với hai loại vật liệu PCBN có thành phần CBN cao và thấp, cả
giá trị nhám bề mặt gia công và mòn dụng cụ ở vật liệu có thành phần CBN cao đều
lớn hơn vật liệu có thành phần CBN thấp và CBN thấp có khả năng chống mòn
nhiệt tốt hơn [16], [22], [31], [38], [44], [46], [67]. Tốc độ mòn có quan hệ gần nhƣ
tuyến tính với vận tốc cắt và sự khác nhau về tốc độ mòn của hai loại vật liệu PCBN
tăng theo vận tốc cắt [22].
+) Thông số hình học của dụng cụ: Các thông số góc vát cạnh lƣỡi cắt, chiều
rộng vát cạnh lƣỡi cắt, cung mài tròn cạnh lƣỡi cắt có ảnh hƣởng quyết định đến
tuổi thọ của dụng cụ cắt. Góc trƣớc âm sẽ làm tăng tuổi thọ dụng cụ PCBN [16],
[47], [50], [51], [68], [84], [92]. Việc tăng bán kính mũi dao sẽ làm tăng mức độ
mòn mặt sau vì làm giá trị của các thành phần lực cắt tăng, chủ yếu là lực dọc trục
và lực hƣớng kính. Việc chế tạo sẵn cạnh viền lƣỡi cắt không làm thay đổi tốc độ
mòn dụng cụ [43]. Chiều rộng vát cạnh lƣỡi cắt có ảnh hƣởng đến lực cắt khi lực cắt
tăng cùng với sự tăng chiều rộng vát cạnh lƣỡi cắt [84]. Phân tích cũng cho thấy
dạng mòn thành rãnh trên cạnh dụng cụ PCBN là do cạnh phoi gây ra [37], [43].
+) Vật liệu phôi: Mòn dụng cụ PCBN phụ thuộc vào thành phần cấu trúc tế vi của
vật liệu phôi nhƣ thành phần và kích thƣớc của các hạt cacbit, thành phần mactenxit
[22], [72], [74]. Nghiên cứu cũng cho thấy trong quá trình bóc vật liệu ở tốc độ cao,
mòn dụng cụ PCBN phụ thuộc vào loại, kích thƣớc và thành phần của các pha cứng
trong phôi và cả các hạt CBN bị tách ra từ vật liệu dụng cụ [49], [61], [67].
+) Hệ thống gia công: Bao gồm dụng cụ cắt, cán dao, đồ gá, trục chính máy gia
công và nền móng đặt máy [45]. Điều kiện tiếp xúc giữa phôi và dụng cụ quyết định
cơ chế mòn dụng cụ PCBN và chúng đƣợc điều khiển bởi nhiều nhân tố. Ngoài
thành phần vật liệu dụng cụ PCBN và vật liệu phôi, các thông số hình học của dụng
cụ, còn có độ ổn định của hệ thống công nghệ [23], [25], [45], [93]. Bất kỳ sự
không ổn định nào trong máy gia công cũng sẽ có ảnh hƣởng tiêu cực tới mòn dụng
cụ và lực cắt, và đến lƣợt nó quyết định chất lƣợng và độ chính xác gia công.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

24
1.7. Kết luận chƣơng 1
Mặc dù đã có nhiều nghiên cứu đƣợc tiến hành song các nghiên cứu về quá trình
tiện cứng còn chƣa đủ để khái quát hóa các kết quả đạt đƣợc và dự đoán trạng thái
của các loại vật liệu trong các điều kiện gia công khác nhau.
Nghiên cứu về quá trình tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN còn nhiều
khía cạnh cần tiếp tục nghiên cứu để làm rõ nhƣ: Nghiên cứu quá trình tạo phoi mới
đƣợc tiến hành ở một vài vật liệu, chƣa có nhiều kết quả của các nghiên cứu khác
nhau để kiểm chứng và đối chiếu. Nghiên cứu về nhiệt cắt hầu hết mới dừng ở nội
dung tính toán phân tích hoặc mô phỏng số, chƣa đƣợc kiểm chứng bằng thực
nghiệm. Một vài nghiên cứu thực nghiệm về nhiệt cắt khi tiện cứng còn chƣa tiếp
cận đƣợc vào vùng cắt nhƣ sử dụng thiết bị đo bức xạ hồng ngoại, đặt ngẫu nhiệt đo
nhiệt độ trung bình ở đáy mảnh dao hoặc dùng phƣơng pháp nhiệt điện bằng cách
phủ lớp kim loại dẫn điện lên dụng cụ [59], [79].
Khi độ cứng vững của hệ thống công nghệ đƣợc đảm bảo, việc điều khiển chất
lƣợng và hiệu quả gia công chỉ có thể thực hiện đƣợc bằng việc nghiên cứu đánh giá
các thông tố ảnh hƣởng, ƣớc tính giá trị lực cắt, nhiệt cắt và mòn dụng cụ, các nhân
tố chủ yếu làm thay đổi độ chính xác về kích thƣớc của sản phẩm cũng nhƣ nhám
bề mặt hoặc làm biến đổi cơ tính của vật liệu gia công [24], [53].
Xuất phát từ thực trạng việc ứng dụng công nghệ tiện cứng còn nhiều hạn chế,
các nghiên cứu về tiện cứng hầu nhƣ chƣa đƣợc thực hiện ở Việt Nam, nội dung
tiếp theo của luận án sẽ sẽ tập trung nghiên cứu các vấn đề:
- Nghiên cứu quá trình tạo phoi khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN.
Làm rõ mối liên hệ giữa hình thái phoi và cơ chế hình thành phoi với độ cứng vật
liệu và vận tốc gia công khi tiện hai loại thép hợp kim 9XC và X12M.
- Khảo sát biến thiên lực cắt phụ thuộc vào vật liệu gia công, vận tốc cắt và
chiều dài gia công. Nhận biết quy luật phát triển lực cắt và các nhân tố ảnh hƣởng
đến lực cắt khi tiện thép hợp kim 9XC và X12M qua tôi bằng dao PCBN.
- Sử dụng phƣơng pháp phần tử hữu hạn giải bài toán truyền nhiệt và xác
định trƣờng phân bố nhiệt trong quá trình tiện cứng trực giao thép 9XC bằng dao
PCBN thông qua tính toán bằng phần mềm ABAQUS. Bằng cách phủ các kim
loại nguyên chất có điểm nóng chảy xác định để lấy thông tin về nhiệt độ, kiểm
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

25
chứng mô hình lý thuyết.
- Phân tích các cơ chế mòn và dạng mòn dụng cụ PCBN khi tiện cứng hai loại
thép hợp kim 9XC và X12M. Khảo sát ảnh hƣởng của vật liệu phôi, vận tốc cắt và
chiều dài gia công tới mòn dụng cụ và chất lƣợng bề mặt gia công. Rút ra mối liên
hệ giữa nhiệt cắt và mòn dụng cụ.
- Ứng dụng giải thuật di truyền để xác định tập hợp các thông số cắt tối ƣu thỏa
mãn mục tiêu nhám bề mặt và tuổi thọ dụng cụ khi tiện thép 9XC qua tôi bằng dao
PCBN. Xây dựng các mô hình lực cắt, nhám bề mặt và tuổi thọ dụng cụ bằng
phƣơng pháp hồi quy thực nghiệm.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

26
Chƣơng 2
NGHIÊN CỨU ĐẶC TRƢNG CỦA QUÁ TRÌNH TẠO PHOI
KHI TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI BẰNG DAO PCBN
2.1. Phƣơng pháp nghiên cứu sự hình thành phoi
Nghiên cứu sự hình thành phoi rất khó khăn bởi vì tốc độ gia công thực tế lớn
và kích thƣớc của đối tƣợng cần quan sát rất nhỏ. Sử dụng máy quay tốc độ cao với
độ phóng đại nhỏ chỉ giới hạn ở việc quan sát sự thay đổi hình dạng bên ngoài của
phoi trong quá trình biến dạng và có thể dẫn đến sai sót khi giải thích cho các hiện
tƣợng xảy ra tại trung tâm phoi. Kết hợp máy quay phim và sử dụng đĩa silica trong
suốt ghép với vật liệu phôi có thể quan sát các điều kiện tại trung tâm phoi nhƣng
cũng chỉ giới hạn ở dải tốc độ và kích cỡ nhỏ [94]. Dao saphia trong suốt cho phép
quan sát bề mặt tiếp xúc giữa dao và phoi song không thể áp dụng cho các hiện
tƣợng xảy ra đối với vật liệu dụng cụ kim loại. Bằng việc dừng quá trình cắt đột
ngột, tức là làm đông lạnh quá trình cắt có thể lƣu giữ lại rất nhiều chi tiết quan
trọng xảy ra trong quá trình cắt. Để đáp ứng mục tiêu này, các loại các cơ cấu dừng
nhanh đã đƣợc phát triển [15], [21], [98], [101]. Loại cơ cấu dừng nhanh sử dụng
thành công nhất là dùng lực đẩy nổ để đẩy dụng cụ ra khỏi vị trí cắt ở tốc độ rất cao
theo chiều chuyển động của phôi [18], [32], [72]. Tuy nhiên, phƣơng pháp này rất
khó áp dụng ở điều kiện trong nƣớc do gặp khó khăn về việc tiếp cận các vật liệu
nổ. Mẫu thu đƣợc khi sử dụng cơ cấu dừng dao nhanh thƣờng là phoi bị đứt gắn
trên dụng cụ hoặc mẫu phoi còn gắn nguyên trên phôi. Quan sát mẫu trên kính hiển
vi điện tử sẽ cho các hình ảnh giá trị về quá trình hình thành phoi nhƣ biến dạng, tốc
độ biến dạng, các vùng trƣợt và góc tạo phoi [42].
Để phục vụ cho quá trình nghiên cứu sự hình thành phoi khi tiện thép hợp kim
qua tôi sử dụng dao PCBN, một loại thiết bị dừng dao nhanh áp dụng nguyên lý đòn
bẩy và lò xo đã đƣợc thiết kế và chế tạo nhƣ trình bày trong phần Phụ lục II.
2.2. Ảnh hƣởng của độ cứng phôi đến hình thái phoi khi tiện thép hợp kim qua
tôi bằng dao PCBN
Nghiên cứu thực nghiệm về ảnh hƣởng của độ cứng phôi đến hình thái phoi
đƣợc tiến hành với hai loại thép hợp kim 9XC và X12M. Các phôi thép đƣợc nhiệt
luyện đạt ba độ cứng khác nhau. Phân tích cấu trúc tế vi của vật liệu phôi X12M
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

27
cho thấy tổ chức
mactenxit xen lẫn cacbit
nhiều loại nằm rải rác.
Có thể thấy rõ khi độ
cứng càng cao, mức độ
hòa tan của các hạt cacbit
càng thấp dẫn đến kích
thƣớc cacbit thô trong phôi tăng: 3 5 m ở độ cứng 45HRC; 5 10 m và kéo
thành dải ở độ cứng 57HRC; 10 25 m với mật độ dày đặc với kích thƣớc lớn ở
độ cứng 62HRC (Hình 2.1).
Với phôi thép 9XC kích thƣớc của các hạt cacbit nhỏ và đồng đều, kích thƣớc
dƣới 1μm, chủ yếu là
mactenxit dạng hình kim
bên cạnh austenit dƣ màu
sáng (Hình 2.2). Cấu trúc
tế vi không thay đổi nhiều
khi độ cứng tăng từ
45HRC đến 62HRC.
Thành phần hóa học của hai loại phôi thép cho trong Bảng 2.1 và Bảng 2.2.
Thí nghiệm đƣợc tiến hành trên máy tiện số CNC-HTC2050 (Trung Quốc)
(Hình 2.3a), sử dụng các mảnh dao PCBN ký hiệu TPGN160308T200-EB28X của
a) b) c)
Hình 2.1. Cấu trúc tế vi của thép X12M (a) độ cứng
45HRC; (b) độ cứng 57HRC; (c) độ cứng 62HRC.
Bảng 2.1. Thành phần hóa học của thép X12M
Nguyên tố C Si P Mn Ni Cr Mo
Hàm lƣợng % 0,823 1,2351 0,0241 0,5862 0,0332 1,113 0,0192
Nguyên tố Cu/ W Ti Al Fe V
Hàm lƣợng % 0,2876 0,1768 0,0299 0,0011 95,447 0,1499
Hình 2.2. Cấu trúc tế vi của thép 9XC (a) độ cứng
45HRC; (b) độ cứng 57HRC (c) độ cứng 62HRC.
a) b) c)
Bảng 2.2. Thành phần hóa học của thép 9XC
Nguyên tố C Si P Mn Ni Cr Mo
Hàm lƣợng % 1,4916 0,3589 0,0112 0,2404 0,2125 11,393 0,3803
Nguyên tố Cu Ti Al Fe V
Hàm lƣợng % 0,3383 0,0063 0,0249 85,396 0,1799
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

28
Hình 2.4. Hình thái phoi khi tiện thép 9XC ở độ
cứng khác nhau: 43HRC (a,b,c); 52HRC (d,e,f);
57HRC(g,h,i); 62HRC (k,l,m).
a) d)
e)b)
g)
f)c) i)
h) l)
k)
m)
hãng EHWA - Hàn quốc
(Hình 2.3b,c), chế độ cắt:
v=100m/p; s=0,15mm/v;
t=0.2mm. Sơ đồ thí nghiệm
nhƣ trên Hình 2.3d.
Kết quả cho thấy ở cả hai
loại thép, sự thay đổi về hình
thái phoi đều xảy ra khi độ
cứng lớn hơn 50HRC (Hình
2.4 và Hình 2.5).
Khi độ cứng nhỏ hơn
50HRC, phoi tạo thành ở
dạng phoi liền với các biến
dạng trƣợt đồng đều, liên tục,
bƣớc biến dạng nhỏ có thể
quan sát thấy ở mặt trên của
phoi (Hình 2.4 và Hình
2.5a,b,c). Khi độ cứng lớn
hơn 50HRC phoi hình thành
ở dạng phoi phân đoạn dạng
răng cƣa với biến dạng trƣợt
trở nên ngắt quãng theo chu
kỳ (Hình 2.4d-m; Hình 2.5d-
i). Trong dải độ cứng từ 57
Hình 2.5. Hình thái phoi khi tiện thép X12M 9XC
ở độ cứng khác nhau: 43HRC (a,b,c); 57HRC
(d,e,f); 62HRC (g,h,i).
a) d) g)
e) h)b)
c) f) i)
Dao
Phôi
Hình 2.3. Thiết bị và sơ đồ thí nghiệm khảo sát mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN.
Máy tiện CNC-HTC2050 (a); Mảnh (b) và thân dao (c); Sơ đồ thí nghiệm (d).
b) d)a) c)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

29
đến 62HRC, các phoi răng cƣa có bƣớc biến dạng vào khoảng 70μm, tƣơng ứng với
tần số của các phân đoạn phoi là 160Hz đối với cả hai loại thép (Hình 2.4f,i,m và
Hình 2.5f,i). Sự tăng tần số của các phân đoạn phoi trong dải độ cứng 57 đến
62HRC không rõ nét.
Có thể thấy, khi độ cứng phôi tăng, vật liệu trở nên giòn hơn. Khi gia công vật
liệu giòn, năng lƣợng yêu cầu cho quá trình cắt ít hơn do độ bền liên kết của các đứt
gãy yếu. Khi độ bền liên kết giảm đến giá trị nhất định, các nứt gãy trở nên nổi trội và
sự trƣợt cục bộ xảy ra gián đoạn trong vùng trƣợt, phoi phân đoạn đƣợc hình thành.
2.3. Ảnh hƣởng của vận tốc cắt đến hình thái phoi
Hình thái phoi tạo thành không chỉ phụ thuộc vào độ cứng của vật liệu gia công
mà còn phụ thuộc vào tốc độ cắt. Khi tốc độ biến dạng lớn, thời gian không đủ để
nhiệt sinh ra từ công biến dạng dẻo đƣợc truyền đi làm nhiệt độ tăng đáng kể dẫn
đến làm mềm vật liệu biến dạng. Vùng vật liệu chịu cƣờng độ biến dạng lớn tập
trung ở vùng trƣợt thứ nhất bị yếu đi một cách mạnh mẽ và vì vậy, sự biến dạng
trong phoi trở nên không đồng nhất. Trong một dải hẹp giữa các phân đoạn (khoảng
0,002mm), biến dạng là rất lớn. Trái lại, bên trong các phân đoạn, biến dạng tƣơng
đối nhỏ. Về hình dạng, các phoi phân đoạn tƣơng tự nhƣ phoi rời đƣợc ghép lại với
nhau. Dạng phoi này
giữ nguyên khi vận
tốc tăng ít nhất là đến
tốc độ 30,488m/ph
mà không có sự thay
đổi sang dạng phoi
khác hoặc chuyển về
dạng phoi liền [94].
Vận tốc mà dạng
phoi chuyển đổi từ
phoi liền sang phoi
phân đoạn cũng thay
đổi đối với các vật
liệu khác nhau đã đƣợc kiểm chứng trong một số nghiên cứu. Nghiên cứu ảnh
Hình 2.6. Hình thái phoi khi tiện thép 9XC độ cứng
57HRC, chiều sâu cắt t=0,02mm; s=0,15mm/v lần lƣợt
ứng với vận tốc v=9,42(a); 26,4(b); 64(c); 113(d) và
282,6m/ph(e).
a1) d1) e1)c1)b1)
a2) d2) e2)c2)b2)
a3) d3) e3)c3)b3)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

30
Hình 2.7. Hình thái phoi khi tiện thép X12M độ cứng
57HRC với chiều sâu cắt t=0,02mm; s=0,15mm/v ở vận
tốc v=9,42(a); 26,4(b); 64(c); 113(d) và 282,6m/p(e).
a3) d3) e3)c3)b3)
a2) d2) e2)c2)b2)
a1) d1) e1)c1)b1)
hƣởng của tốc độ cắt đến hình thái phoi đối với thép hợp kim 9XC và X12M đƣợc
tôi cứng đạt 57HRC cho thấy, ở tốc độ cắt thấp, phoi hình thành ở dạng phoi rời và
chuyển sang phoi liền ở tốc độ cắt trung bình và phoi răng cƣa ở tốc độ cắt cao. Tuy
nhiên, thí nghiệm với thép 9XC cho thấy khi tốc độ cắt giảm xuống 9,42m/p phoi
vẫn hình thành ở dạng liền. Ở tốc độ cắt trên 100m/p bắt đầu có sự chuyển đổi từ
phoi liền sang phoi răng cƣa, chuyển hoàn toàn sang phoi răng cƣa ở tốc độ
113,04m/p (Hình 2.6).
Với thép X12M
sự thay đổi về hình
thái phoi xảy ra với
tốc độ nhanh hơn. Khi
vận tốc cắt dƣới
16,9m/p phoi tạo
thành ở dạng phoi rời
và chuyển thành phoi
liền trong dải vận tốc
từ 16÷26m/p. Ở tốc
độ cắt trên 42,3m/p
bắt đầu có sự chuyển
đổi từ phoi liền sang phoi răng cƣa, chuyển hoàn toàn sang phoi răng cƣa ở tốc độ
64m/p và giữ nguyên dạng phoi đến tốc độ 282,6m/p (Hình 2.7).
Khác với các nghiên cứu trƣớc cho rằng phoi răng cƣa có hình dạng giống phoi
rời đƣợc ghép với nhau, hình ảnh SEM cho thấy phoi rời có hình dạng khác hẳn
phoi răng cƣa khi chiều dài các đoạn phoi rời lớn hơn nhiều so với các phân đoạn
răng cƣa. Phân tích ảnh chụp SEM có thể thấy rõ phoi rời nhận đƣợc ở tốc độ cắt
thấp thực ra là các đoạn phoi liền bị đứt. Nguyên nhân gây ra sự đứt đoạn của phoi
liền khi tốc độ cắt thấp là do rung động quá lớn khiến việc hình thành các vết nứt
phát triển mạnh mẽ ở bề mặt dƣới của phoi và bề mặt gia công mới tạo thành. Khi
phoi bị cuộn lại với bán kính cong nhỏ và bị chèn ép trong không gian hẹp sẽ dễ
dàng đứt rời thành từng đoạn ngắn (Hình 2.7a).
Nghiên cứu cũng chứng tỏ hình thái phoi không chỉ phụ thuộc vào vận tốc cắt
mà còn phụ thuộc vào chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao khi tiện trực giao thép 9XC
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

31
với chiều sâu cắt t=2mm, lƣợng chạy dao s=0,08m/vg vận tốc cắt v=119m/p, giới
hạn chuyển đổi hình
thái phoi xảy ra ở vận
tốc cao hơn:
v=188m/p. Tần số
các phân đoạn của
phoi răng cƣa có sự
tăng rõ rệt theo vận
tốc cắt, vào khoảng
157kHz tƣơng ứng
với bƣớc 50μm ở vận
tốc cắt 471m/p và
44,8kHz tƣơng ứng
với bƣớc răng bằng
70μm ở vận tốc cắt 188m/p (Hình 2.8).
Ảnh chụp SEM còn cho thấy, khác với quá trình cắt trực giao, khi cắt nghiêng
tiết diện ngang chữ nhật của phoi đã chuyển thành hình tam giác. Phần diện tích
phoi tiếp xúc với bề mặt mới tạo thành của chi tiết gia công bị biến dạng mạnh mẽ
theo phƣơng lực cắt
chính. Thể tích kim
loại tƣơng ứng với
chiều rộng bằng bƣớc
tiến dao s trên bề mặt
chi tiết gia công đã bị
nén ép xuống giá trị rất
nhỏ gần bằng không và
bị phá hủy theo chu kỳ
(Hình 2.9). Sự tạo
thành bề mặt mới của
chi tiết gia công không
phải do tác dụng cắt
của dụng cụ để tách ra các lớp vật liệu mà do tác dụng “cày” lên bề mặt chi tiết để
Hình 2.8. Hình thái phoi khi tiện trực giao thép 9XC độ
cứng 50 HRC tƣơng ứng với các vận tốc cắt v=75(a);
119(b) ;188(c) ;298(d) ;471m/p (e).
a1)
a2)
a3)
b1)
b2)
b3)
c1)
c2)
c3)
d1)
d2)
d3)
e1)
e2)
e3)
b)
Hình 2.9. Mặt cắt ngang của phoi khi cắt trực giao (a) và
khi cắt nghiêng (b-f).
Bề mặt
gia công
Bề mặt chƣa
gia công
Bề mặt tạo thành
Bề dày phoi tiếp xúc với bề mặt tạo
thành bị nén ép và phá hủy theo chu kỳ
e) g)f)
a) c) d)
h)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

32
nén các lớp vật liệu và cuối cùng vật liệu bị phá hủy dƣới tác dụng của ứng suất nén
lớn. Đặc trƣng này của quá trình tạo phoi cũng góp phần quyết định các tính chất
đặc trƣng của bề mặt mới tạo thành nhƣ nhám bề mặt, ứng suất dƣ, lớp biến cứng và
luồng vật liệu biến dạng dẻo trên bề mặt gia công.
2.4. Cơ chế hình thành phoi khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN
Cơ chế hình thành phoi khi tiện cứng đƣợc phân tích dựa vào hình ảnh chụp
SEM các mẫu gốc phoi thu đƣợc nhờ sử dụng thiết bị dừng dao nhanh. Có thể thấy
rõ phân bố biến dạng khác biệt trong quá trình hình thành phoi dây ổn định và phoi
răng cƣa.
Trong quá trình hình thành phoi dây ổn định, thấy rõ hình ảnh biến dạng tổng
thể đồng đều dọc theo thân
phoi và lớp chảy dẻo bên ở
mặt dƣới của phoi. Điều
này chứng tỏ tồn tại lớp
chảy dẻo tại bề mặt tiếp xúc
giữa phoi và mặt trƣớc
dụng cụ (Hình 2.10a,b).
Khi hình thành phoi
răng cƣa, phân bố biến
dạng có sự thay đổi với
biến dạng lớn tại vị trí các
dải hẹp giữa các răng cƣa
và biến dạng không đáng
kể tại trung tâm của các răng cƣa. Lớp chảy dẻo tại bề mặt dƣới của phoi nơi tiếp
xúc với mặt trƣớc của dụng cụ đã chuyển thành lớp trắng dƣới tác dụng của biến
dạng lớn và nhiệt độ cao (Hình 2.10c,d). Nhƣ vậy sự hình thành phoi răng cƣa đi
cùng với biến dạng cục bộ rất lớn và nhiệt độ cục bộ tăng cao làm thay đổi cấu trúc
tế vi của vật liệu và hình thành các lớp trắng. Hình ảnh phân tích cấu trúc tế vi của
phoi thép 9XC cho thấy rõ tổ chức mactenxit xen lẫn các hạt cacbit với kích thƣớc
nhỏ ở phần thân phoi, các hạt bị biến dạng kéo dài ở phần giữa các phân đoạn răng
cƣa và lớp biến trắng nằm ở mặt dƣới của các phân đoạn (Hình 2.11).
Hình 2.10. Cấu trúc gốc phoi thép 9XC độ cứng
55HRC khi cắt ở vận tốc v=45,2m/p (a); 113m/p (b);
283m/p (c,d) với t=0,7mm; s=0,1mm/v.
a) b)
d)c)
Dải trƣợt
cục bộ
Vùng mặt
phẳng trƣợt
Lớp chảy
dẻo
Lớp trắng
Cạnh viền lƣỡi
cắt mảnh CBN
Lớp trắng
Vùng mặt
phẳng trƣợt
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

33
Phân tích ảnh chụp cấu trúc tế vi gốc phoi thu đƣợc nhờ sử dụng cơ cấu dừng
dao nhanh cho thấy rõ các dải
trƣợt cục bộ xuất hiện trong quá
trình hình thành phoi răng cƣa và
không thấy hình ảnh các vết nứt ở
phía trƣớc lƣỡi cắt trong quá trình
tạo phoi (Hình 2.10).
Nhƣ vậy có thể khẳng định cơ
chế hình thành phoi răng cƣa trong
nghiên cứu này là do trƣợt đoạn
nhiệt bởi trạng thái mất ổn định
nhiệt dẻo của vật liệu nhƣ kết luận
của Zhen[103], [104] mà không
phải do sự xuất hiện và lan truyền của các vết nứt nhƣ trong nghiên cứu của
Poulachon [73].
Trong quá trình gia công, vật liệu trong vùng cắt dƣới tác dụng của biến dạng
lớn và nhiệt độ cao sẽ chịu tác động của hai hiện tƣợng cơ nhiệt là tăng bền do biến
cứng và giảm bền do mềm hóa vì nhiệt. Khi phoi dây ổn định đƣợc hình thành, hiện
tƣợng biến cứng chiếm ƣu thế so với quá trình mềm hóa vì nhiệt. Sự biến cứng
khiến cho giới hạn bền của vật liệu tăng cao và vì vậy, ứng suất yêu cầu cho biến
dạng phá hủy tiếp theo tăng lên, quá trình trƣợt tại mặt phẳng trƣợt sẽ nhanh chóng
đƣợc chuyển sang mặt phẳng kế tiếp yếu hơn làm biến dạng tổng thể trong phoi trở
nên đồng đều. Trái lại, khi hình thành phoi dây tuần hoàn dạng răng cƣa, hiện tƣợng
mềm hóa vì nhiệt chiếm ƣu
thế khiến cho biến dạng
trƣợt tập trung tại dải trƣợt
cục bộ, nơi vật liệu bị yếu
đi do tác dụng mềm hóa vì
nhiệt. Trƣợt mạnh trong
một dải hẹp đã tạo thành
các phân đoạn phoi làm
cho phân bố biến dạng
586HV
602HV
536HV521HV
549HV
474HV
453HV
460HV
475HV
578HV
597HV
598HV
584HV
604HV
464HV
Hình 2.12. Kiểm tra độ cứng tại các vị trí biến dạng
khác nhau ở gốc phoi liền (a); phoi răng cƣa (b).
Lớp chảy dẻo
Hình 2.11. Phân bố biến dạng đồng đều trong
phoi dây ổn định (a,b); biến dạng không đều
với lớp trắng tạo thành ở phoi răng cƣa (c,d).
Biến dạng cục bộ
b)a)
c) d)
Biến dạng đồng đểu
Lớp trắng
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

34
tổng thể trong phoi trở nên không đều. Kiểm tra độ cứng của phoi tại vị trí biến
dạng khác nhau đã chứng tỏ điều này khi độ cứng của phoi thay đổi so với độ cứng
vật liệu phôi ban đầu (Hình 2.12). Với mẫu phoi thu đƣợc khi gia công thép 9XC ở
chế độ cắt s=0,07; t=0,115; v= 47m/p471m/p, các phoi liền có độ cứng trung bình
tại trung tâm phoi là 549 559HV, tăng 19%; các phoi răng cƣa có độ cứng trung
bình tại các răng cƣa từ 406 494HV, giảm 3% so với độ cứng phôi ban đầu là
464HV.
Với quá trình hình thành
phoi răng cƣa, biến dạng
mạnh tại các dải trƣợt cục bộ
dẫn đến nhiệt độ sinh ra lớn
đã làm thay đổi tổ chức tế vi
của kim loại và tạo thành các
lớp trắng với độ cứng tăng
cao: Độ cứng trung bình tại
các dải trƣợt cục bộ của các
răng cƣa là 523 571HV,
tăng17,8% so với độ cứng
phôi ban đầu (Hình 2.13).
Nhƣ vậy có thể thấy, khi
độ cứng vật liệu gia công
tăng đã dẫn đến năng lƣợng cần thiết cho biến dạng trƣợt của vật liệu tăng và làm
tăng nhiệt độ tại vùng biến dạng và làm mềm vật liệu gia công tạo điều kiện cho
phoi dây tuần hoàn dạng răng cƣa đƣợc hình thành. Vùng nhiệt độ cao phát triển
trong dải trƣợt cục bộ của phoi tạo thành các lớp trắng.
Tƣơng tự nhƣ vậy, sự thay đổi của tốc độ cắt khi gia công các loại vật liệu khó
gia công đã gây ra sự không ổn định của quá trình đã dẫn đến phản ứng cơ nhiệt
của vật liệu phôi dƣới điều kiện cắt gọt. Tốc độ cắt cao tƣơng ứng với tốc độ biến
dạng cao khiến cho nhiệt sinh ra trong vùng biến dạng không kịp truyền đi làm
nhiệt độ tăng cao dẫn đến làm mềm vật liệu. Kết quả là sự trƣợt cục bộ và dạng
phoi tuần hoàn đƣợc hình thành. Nhƣ vậy, bản chất của cơ chế tạo phoi ở đây chỉ
là sự cạnh tranh của hai hiện tƣợng cơ nhiệt là biến cứng và mềm hóa vì nhiệt. Có
b)
457HV
563HV
V
501HV
464HV
631HV
538HV
383HV
367HV
468HV
c)
383HV
367HV
468HV
457HV
563HV
464HV
501HV
613HV
538HV
d)
550HV
567HV
555HV
564HV
461HV
506HV
502HV
548HV
478HV
a)
Hình 2.13. Độ cứng phoi thay đổi theo cơ chế
hình thành phoi: Độ cứng tăng khi hình thành
phoi liền (a,b), độ cứng giảm khi hình thành phoi
răng cƣa (c,d).
484HV
535HV
523HV
498HV
587HV
547HV
529HV
534HV
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

35
thể đánh giá đặc trƣng này bằng tỉ số giữa độ cứng lớn nhất của phoi với độ cứng
ban đầu của phôi gia công n: n=HVph/HVbd. Sự phụ thuộc của hình thái phoi vào
tốc độ cắt và độ cứng của vật liệu phôi khi tiện cứng thép 9XC và X12M đƣợc
tổng hợp nhƣ trên Hình 2.14.
Sự hình thành phoi dây tuần hoàn do trƣợt cục bộ làm lực cắt thay đổi tuần hoàn
và gây ra dao động hoặc va đập trong quá trình cắt, đặc biệt khi sự cứng vững của
hệ thống thấp và nhiệt độ trên bề mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ lớn. Các kết quả
thực nghiệm cho thấy, dạng phoi tuần hoàn làm tăng sự mài mòn của dao do sự hình
thành các phân đoạn phoi đi cùng với tải trọng dao động mỏi tác dụng lên lƣỡi cắt
mảnh của dụng cụ. Tuy vật liệu bị mềm hóa khi biến dạng ở tốc độ rất cao nhƣng
lực cắt giảm không đáng kể và mòn dụng cụ tăng rất nhanh cùng với sự tăng tốc độ
cắt. Một khi sự không ổn định của kim loại bắt đầu, nó gây ra những va đập trong
vật liệu, trong thân dao và máy gia công. Vì vậy, bất kỳ điều gì làm giảm cƣờng độ
của sự phân đoạn luôn đem lại lợi ích cho hiệu quả gia công nói chung.
549HV
n=1,18
559HV
n=1,2
50 75 100 125 150 500
45
50
§é cøng
(HRC)
V
(m/ph)
25
55 157kHz
406HV
n=0,87
Vùng trƣợt
đồng đều
9XC
X12
M
Vùng trƣợt
cục bộ
44,8kHz
494HV
n=1,06
Mềm hóa
vì nhiệt
Mềmhóa
vìnhiệt
Biến cứng
Biếncứng
Hình 2.14. Hình thái phoi thay đổi theo độ cứng vật liệu phôi và tốc độ gia
công của thép 9XC (nét chấm là giới hạn chuyển đổi hình thái phoi của thép
X12M).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

36
- Dạng phoi hình thành trong quá trình tiện thép hợp kim qua tôi sử dụng dao
PCBN bao gồm phoi rời, phoi dây ổn định và phoi răng cƣa, trong đó dạng phoi
răng cƣa là dạng phoi chủ yếu, hình thành trong một dải rộng điều kiện cắt và vật
liệu gia công. Phoi rời hình thành ở tốc độ cắt thấp và là các đoạn đứt rời của phoi
liền mà không phải của phoi răng cƣa.
- Hình thái phoi phụ thuộc vào độ cứng vật liệu và chế độ gia công, chủ yếu là
vận tốc cắt. Giới hạn chuyển đổi hình thái phoi từ phoi dây ổn định sang phoi răng
cƣa đối với cả hai loại thép 9XC và X12M đều ở độ cứng trên 50HRC. Vận tốc
tƣơng ứng với sự thay đổi về hình thái phoi là 113m/p với thép 9XC và 42,3m/p với
thép X12M. Giới hạn chuyển đổi hình thái phoi cũng phụ thuộc vào các thông số
cắt khác nhƣ chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao.
- Dạng phoi hình thành phụ thuộc vào sự cạnh tranh của hai quá trình mềm hóa
vì nhiệt và biến cứng của vật liệu gia công. Quá trình hình thành phoi liền đi cùng
với hiện tƣợng biến cứng với độ cứng phoi tăng 19,3% so với độ cứng phôi ban
đầu. Phoi răng cƣa đƣợc hình thành khi quá trình mềm hóa vì nhiệt chiếm ƣu thế
với độ cứng trung bình của phoi giảm 3% so với độ cứng phôi ban đầu. Biến dạng
mạnh tại các dải trƣợt cục bộ làm thay đổi cơ tính vật liệu dẫn đến sự hình thành các
lớp trắng với độ cứng tăng 17,3% so với độ cứng phôi ban đầu.
- Cơ chế hình thành phoi răng cƣa là sự trƣợt đoạn nhiệt do hiện tƣợng mất ổn
định nhiệt dẻo của vật liệu, xảy ra trong dải hẹp vật liệu bị mềm hóa vì nhiệt, không
phải do sự hình thành và lan truyền của các vết nứt tế vi. Tần số các răng cƣa tăng
từ 44,8kHz lên 157kHz khi vận tốc cắt tăng từ 188m/p lên 471m/p.
- Sự hình thành phoi răng cƣa làm tăng rung động và gây tải trọng thay đổi tuần
hoàn trong quá trình cắt. Tải trọng thay đổi có thể làm lƣỡi cắt bị phá hủy vì mỏi.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

37
Chƣơng 3
NGHIÊN CỨU ĐẶC TRƢNG VỀ LỰC CẮT
3.1. Biến thiên lực cắt theo chiều dài cắt khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao
PCBN
Nghiên cứu biến thiên lực cắt theo chiều dài cắt khi tiện thép hợp kim qua tôi
bằng dao PCBN đƣợc tiến hành với quá trình tiện bề mặt trụ ngoài trên hai loại thép
9XC và X12M tôi đạt độ cứng 5557HRC. Các thành phần lực cắt đƣợc đo bằng
thiết bị đo lực cắt ba chiều Kistler-Thụy sĩ cùng bộ khuếch đại và thiết bị ngoại vị
NI-USB 6009-Hungari. Thí nghiệm đƣợc tiến hành trên máy tiện vạn năng HOWA
STRONG 860 (Nhật Bản). Sơ đồ và thiết bị dùng trong thí nghiệm nhƣ Hình 3.1.
Khảo sát sự phát triển của lực cắt theo chiều dài cắt đƣợc thực hiện ở chế độ cắt
cố định v=110m/p; s=0,07mm/v; t=0,115mm. Sử dụng dao gắn mảnh PCBN ký
hiệu TPGN160308-EB15
của hãng EHWA (Hàn
quốc) có bán kính mũi
r=0,8mm.
Dữ liệu đo lực nhận
đƣợc cho thấy giá trị lực
cắt tƣơng đối ổn định, dao
động là không đáng kể
(Hình 3.2). Đồ thị biểu
diễn sự thay đổi của lực
cắt theo chiều dài cắt của
a) b) c)
Hình 3.1. Sơ đồ (a,b) và thiết bị thí nghiệm đo lực cắt (c) khi tiện thép hợp kim qua
tôi bằng dao PCBN.
Hình 3.2. Dữ liệu đo lực cắt khi tiện cứng thép
9XC(a,b,c) và X12M(d,e,f) ở chế độ cắt v=110m/p;
s=0,07mm/v; t=0,115mm ứng với chiều dài cắt khác
nhau L=336; 1680; 3360m.
a)
e)b)
d)
f)c)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

38
hai loại thép 9XC và X12M đƣợc biểu diễn nhƣ trên Hình 3.3.
Phân tích đồ thị lực cắt trên hình Hình 3.2 và Hình 3.3 cho thấy, khi tiện cứng
thép 9XC, giá trị của các thành phần lực cắt khá nhỏ, chỉ vài chục Niutơn. Lực cắt
tăng không đáng kể trên toàn bộ chiều dài cắt hơn 3000m. Thành phần lực dọc trục
Fy và lực tiếp tuyến Fz có giá trị gần bằng nhau, xấp xỉ 60N. Chênh lệch giữa hai
thành phần lực tăng nhẹ theo chiều dài cắt. Lực dọc trục Fx có giá trị nhỏ nhất, chỉ
khoảng 1517N và hầu nhƣ không thay đổi (Hình 3.3a).
Giá trị của các thành phần lực cắt khi tiện thép X12M lớn hơn rất nhiều so với
lực cắt khi tiện cứng thép 9XC. Tốc độ tăng lực cắt rất lớn, từ vài chục Niu tơn ở
chiều dài cắt 300m lên tới gần 1000N ở chiều dài cắt trên 3000m. Lực hƣớng kính
Fy lớn hơn nhiều so với lực tiếp tuyến Fz. Sự chênh lệch giữa hai thành phần tăng
mạnh khi chiều dài cắt tăng, giá trị lực Fy luôn lớn gấp khoảng 4 lần lực tiếp tuyến
Fz (Hình 3.3b).
Có thể xác định đƣợc nguyên nhân của sự chênh lệch lực cắt khi gia công hai
loại thép 9XC và X12M thông qua phân tích cấu trúc tổ chức tế vi của chúng ở cùng
độ cứng 57HRC. Thép 9XC có tổ chức hạt nhỏ mịn, các hạt cacbit kích thƣớc dƣới
1μm phân bố đồng đều xen lẫn tổ chức mactenxit hình kim bên cạnh austenit dƣ
màu sáng (Hình 2.2). Cấu trúc tế vi của thép X12M cho thấy các hạt cacbit có kích
thƣớc lớn, đôi khi kết thành dải dài nằm rải rác với mật độ cao bên cạnh tổ chức
mactenxit (Hình 2.1b). Với độ cứng rất cao của các hạt cacbit, có thể đạt tới
658÷713HV so với tổ chức nền có độ cứng 512÷545HV đã cản trở quá trình cắt loại
Bien thien cac thanh phan luc cat
khi tien cung thep 9XC
0
10
20
30
40
50
60
70
0 1000 2000 3000 4000
Chieu dai cat L (m)
Luccat(N)
Fz
Fy
Fx
Bien thien cac thanh phan luc cat
khi tien cung thep X12M
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0 1000 2000 3000 4000
Chieu dai cat L (m)
Luccat(N)
Fz
Fy
Fx
Hình 3.3. Đồ thị biến thiên các thành phần lực cắt theo chiều dài cắt khi tiện
thép 9XC(a) và X12M(b) độ cứng 57HRC ở chế độ cắt v=110m/p;
s=0,07mm/v; t=0,115mm.
a) b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

39
vật liệu này và làm giá trị
các thành phần lực cắt tăng
cao (Hình 3.4). Bên cạnh
đó, các hạt cacbit cũng
đóng vai trò các hạt mài
mòn đẩy nhanh tốc độ mòn
do khiến cho tốc độ gia
tăng của lực cắt lớn.
Trong cả hai trƣờng hợp tiện cứng thép 9XC và X12M, lực hƣớng tâm Fy
luôn có giá trị lớn nhất trong ba thành phần lực cắt. Hiện tƣợng này có thể lý giải
dựa trên phân tích hình học lƣỡi cắt và đặc điểm quá trình tiện cứng chính xác.
Do bán kính mũi dao lớn (r=0,8mm) và chiều sâu cắt nhỏ (t=0,115mm) nên quá
trình cắt chỉ diễn ra tại bán kính mũi dao làm góc tiếp xúc của lƣỡi cắt và bề mặt
gia công nhỏ khiến cho lực hƣớng
tâm Fy có giá trị lớn vƣợt trội (Hình
3.5). Khi dao bị mòn, hình học lƣỡi
cắt và mũi dao thay đổi làm thay đổi
tƣơng quan giữa các thành phần lực
đồng thời làm cho quá trình cắt diễn
ra chủ yếu là nén và cày lên bề mặt
gia công thay cho quá trình cắt nên
giá trị các thành phần lực cần thiết
để tạo phoi tăng [20].
Sự biến thiên của lực cắt theo chiều dài cắt còn phụ thuộc vào độ cứng vật liệu
gia công (Hình 3.6). Khi độ cứng nhỏ hơn 50HRC, lực cắt giảm khi độ cứng tăng,
giá trị lực tiếp tuyến Fz có giá trị lớn nhất trong ba thành phần lực cắt. Khi độ cứng
lớn hơn 50HRC, lực cắt tăng cùng với sự tăng độ cứng vật liệu gia công. Lực hƣớng
tâm Fy có giá trị vƣợt trội trong ba thành phần lực cắt. Quy luật này vẫn giữ nguyên
khi tăng chiều dài cắt.
Từ kết quả nghiên cứu quá trình hình thành phoi có thể thấy mối liên quan giữa
quy luật biến thiên của lực cắt với hình thái phoi đƣợc tạo thành. Ở độ cứng dƣới
50HRC phoi liền đƣợc hình thành và sự xuất hiện của phoi răng cƣa khi độ cứng vật
a) b)
Fy
Fxy
Fx
Fy Fxy
Fx
Kr
Kr
Hình 3.5. Ảnh hƣởng của bán kính mũi
dao và chiều sâu cắt đến tƣơng quan giữa
các thành phần lực cắt [20].
715HV
512HV 545HV
651HV
a) b)
Hình 3.4. Tổ chức tế vi của thép 9XC(a) và kiểm tra
độ cứng của các hạt cacbit trong tổ chức thép
X12M(b).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

40
liệu phôi tăng. Sự hình thành phoi răng cƣa đi cùng với sự mềm hóa vì nhiệt do hiện
tƣợng trƣợt đoạn nhiệt với biến dạng dẻo lớn và nhiệt độ cục bộ tăng đã dẫn đến lực
cắt yêu cầu cho quá trình tạo phoi giảm.
3.2. Ảnh hƣởng của tốc độ cắt đến các thành phần lực cắt khi tiện cứng trực
giao thép 9XC bằng dao PCBN.
Nghiên cứu ảnh hƣởng của tốc độ
cắt đến các thành phần lực cắt đƣợc
tiến hành cho quá trình tiện trực giao
thép 9XC qua tôi nhƣ sơ đồ trên Hình
3.7. Thí nghiệm đƣợc thực hiện trên
phôi ống ở chế độ cắt t=2mm;
s=0,06mm; vận tốc cắt lần lƣợt là
v=18,8; 29,8; 47,1; 75,4; 119,3;
188,4; 298,3; 471m/ph.
Các dữ liệu thu đƣợc nhƣ trên Hình 3.8 cho thấy tốc độ cắt có ảnh hƣởng lớn
đến các thành phần lực cắt. Quá trình tiện cứng ở vận tốc cắt nhỏ cho thấy rung
động lớn, đặc biệt ở vận tốc dƣới 50m/ph (Hình 3.8a,b). Trong khoảng vận tốc
nghiên cứu từ 18,8471 m/ph lực cắt giảm dần theo thời gian với tốc độ giảm lực
cắt khác nhau. Tốc độ giảm lực cắt lớn nhất ứng với vận tốc nhỏ hơn 50m/p, tốc độ
giảm lực cắt nhỏ hơn trong khoảng vận tốc 50m/phv200m/ph. Khi lực cắt lớn
hơn 200m/ph, tốc độ giảm lực cắt gần nhƣ bằng hằng số. Đồ thị biểu diễn mối liên
Hình 3.6. Biến thiên của các thành phần lực cắt theo độ cứng khi tiện thép X12M
ứng với chiều dài cắt L=255m(a) L=510m(b); v=110m/ph; s=0,12mm/v; t=0,15mm.
Bien thien luc cat theo do cung khi tien thep
X12M ung voi chieu dai cat L=255m
0
20
40
60
80
100
120
43 50 57 62
Do cung (HRC)
Luccat(N)
Fz
Fy
Fx
Bien thien luc cat theo do cung khi tien thep
X12M ung voi chieu dai cat L=510m
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
43 50 57 62
Do cung (HRC)
Luccat(N)
Fz
Fy
Fx
a) b)
Hình 3.7. Sơ đồ thí nghiệm tiện cứng trực
giao: 1-Mâm cặp, 2-phôi, 3-dao, 4-thiết bị
đo lực, 5-bộ chuyển đổi tín hiệu, 6-màn
hình hiển thị.
1 2 3 4 5 6
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

41
hệ giữa lực cắt và vận tốc cắt nhƣ trên Hình 3.9.
Hiện tƣợng rung động lớn
khi tiện cứng ở vận tốc thấp cho
thấy giá trị lực cắt liên quan trực
tiếp đến dạng phoi đƣợc hình
thành. Khi vận tốc rất thấp, phoi
hình thành ở dạng phoi rời đi
cùng với các rung động mạnh.
Mặt khác, tốc độ thấp làm tăng
rung động do tác động của các
yếu tố lệch tâm gây ra trong khi
tốc độ cao làm tăng khả năng tự định tâm của chi tiết gia công.
Hiện tƣợng lực cắt giảm khi
vận tốc cắt tăng trong quá trình
tiện cứng đã đƣợc ghi nhận ở
một số nghiên cứu [20], [34],
[78]. Nguyên nhân của hiện
tƣợng này đƣợc cho rằng khi
tăng vận tốc cắt, tốc độ biến
dạng tăng khiến ma sát và nhiệt
sinh ra lớn làm giảm độ cứng
của vật liệu gia công. Vì thế
năng lƣợng yêu cầu cho quá
trình cắt giảm làm lực cắt giảm.
3.3. Phân tích ảnh hƣởng của điều kiện cắt đến các thành phần lực cắt khi tiện
cứng trực giao thép 9XC bằng dụng cụ PCBN.
Việc nghiên cứu ảnh hƣởng của các thông số cắt và tƣơng tác giữa chúng đến
lực cắt khi tiện cứng thép 9XC qua tôi bằng dao PCBN đƣợc thực hiện bằng
phƣơng pháp phân tích thống kê. Nghiên cứu đƣợc tiến hành trên sơ đồ cắt trực
giao nhƣ Hình 3.7. Với sơ đồ này, chiều sâu cắt t không đổi và thành phần lực
hƣớng kính Fy sẽ đƣợc loại bỏ. Các thí nghiệm đƣợc quy hoạch theo kế hoạch
bậc một hai nhân tố ở hai mức yếu tố nhƣ trong Bảng 3.1. Ngoài 4 điểm thí
Bien thien luc cat theo van toc
khi tien cung truc giao thep 9XC
0
100
200
300
400
500
600
700
0 100 200 300 400 500
Van toc cat (m/p)
Luccat(N)
Fz
Fy
Fx
Hình 3.9. Đồ thị biến thiên lực cắt theo vận
tốc cắt khi tiện cứng trực giao thép 9XC với
s=0,06mm/v; t=2mm ; chiều dài cắt L=200m.
Hình 3.8. Biến thiên lực cắt theo vận tốc cắt khi
tiện trực giao thép 9XC độ cứng 52HRC với
t=2mm; s=0,06mm/v; v=18,8; 29,8; 47,1; 75,4;
119,3; 188,4; 298,3; 471m/ph.
g)
a) c) d)b)
e)e) h)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

42
nghiệm cần thực hiện theo quy
hoạch còn có các thí nghiệm đƣợc
thực hiện song song tại tâm. Mỗi
thí nghiệm đƣợc thực hiện tƣơng
ứng với chiều dài cắt L=25mm
theo phƣơng dọc trục ở chiều sâu
cắt cố định t=3mm. Kết quả thí
nghiệm đƣợc tổng hợp trong hai
cột cuối của Bảng 3.1.
Hình 3.10 là đồ thị biểu diễn ảnh
hƣởng của các nhân tố vận tốc cắt v,
lƣợng chạy dao s và tƣơng tác giữa chúng đến các thành phần lực cắt Fz và Fx.
Từ đồ thị cho thấy các thành phần lực cắt Fz và Fx bị ảnh hƣởng đáng kể bởi vận
tốc cắt và lƣợng chạy dao. Với chiều sâu cắt lớn t = 2mm, giá trị của các thành phần
lực đo đƣợc tƣơng đối cao, trong đó lực cắt chính Fz có giá trị lớn nhất. Đồ thị cũng
cho thấy cho thấy ảnh hƣởng của lƣợng chạy dao đến các thành phần lực cắt lớn
hơn ảnh hƣởng của vận tốc cắt. Có thể giải thích hiện tƣợng này là do khi tăng
lƣợng chạy dao, chiều dày phoi khi chƣa biến dạng tăng. Vì lực cắt tỉ lệ trực tiếp với
a) c) e)
f)d)b)
Hình 3.10. Ảnh hƣởng của các nhân tố v và s và tƣơng tác giữa chúng đến các
thành phần lực cắt trong tiện cứng trực giao thép 9XC bằng dụng cụ PCBN.
Bảng 3.1. Kết quả thí nghiệm xác định các
thành phần lực cắt.
Thí
nghiệm
Nhân tố Lực cắt
v
(m/p)
s
(mm/vg)
Fz (N) Fx(N)
1 75 0,09 1199.41 297.35
2 245 0,09 894.85 267.09
3 75 0,12 1153.09 337.03
4 245 0,12 1432.56 417.85
5 160 0,105 1362.48 351.48
6 160 0,105 1287.28 376.02
7 160 0,105 1311.52 361.33
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

43
chiều dày phoi khi chƣa biến dạng nên lƣợng chạy dao đóng vai trò là nhân tố ảnh
hƣởng chính đến lực cắt. Tƣơng tác giữa vận tốc cắt và lƣợng chạy dao tác động
đến lực cắt nhiều hơn vận tốc cắt.
Mô hình hồi quy biểu diễn các giá trị lực cắt có dạng:
4 3,3903 1,4974ln 6,6020
3,719.10 v
zF v s 
 (3.1)
2,1426 0,9463ln 3,6504
0,0837 v
xF v s 
 (3.2)
Mô hình đã đƣợc kiểm tra thỏa mãn các tiêu chuẩn thống kê nên hoàn toàn
tƣơng hợp với hệ thống thực nghiệm.
Mặt hồi quy biểu diễn biến thiên lực cắt theo các thông số vận tốc cắt v và
lƣợng chạy dao s nhƣ trong
Hình 3.11.
Phân tích mặt hồi quy
thấy rõ tác dụng tƣơng tác
giữa các biến ảnh hƣởng đến
các giá trị lực cắt. Trên cả hai
đồ thị, lƣợng chạy dao và
tƣơng tác giữa lƣợng chạy
dao với vận tốc cắt có ảnh hƣởng lớn nhất đến lực cắt. Vận tốc cắt có ảnh hƣởng ít
nhất, đặc biệt khi lƣợng chạy dao nhỏ, việc tăng vận tốc cắt lại cho giá trị lực cắt
giảm. Điều này đƣợc cho là liên quan đến sự hình thành phoi răng cƣa làm giảm
yêu cầu năng lƣợng tiêu thụ cho quá trình tạo phoi dẫn đến giảm lực cắt [73].
- Giá trị lực cắt trong quá trình tiện cứng thép hợp kim qua tôi sử dụng dao
PCBN không lớn hơn giá trị lực cắt khi tiện thông thƣờng. Lực hƣớng tâm Fy luôn
có giá trị lớn nhất trong ba thành phần lực cắt. Độ lớn và tƣơng quan giữa các thành
phần lực cắt phụ thuộc mạnh mẽ vào vật liệu gia công.
- Khi độ cứng vật liệu gia công nhỏ hơn 50HRC, lực cắt có xu hƣớng giảm khi độ
cứng vật liệu gia công tăng. Khi độ cứng vật liệu gia công lớn hơn 50HRC, lực cắt
tăng khi tăng độ cứng của vật liệu gia công. Lực cắt có giá trị nhỏ nhất khi vật liệu
gia công có độ cứng khoảng 50HRC, tƣơng ứng với sự xuất hiện dạng phoi răng cƣa.
Hình 3.11. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của
các thành phần lực cắt Fz (a) và Fx (b).
a) b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

44
- Trong dải tốc độ khảo sát từ 18,8m/p471m/ph, lực cắt giảm dần khi vận tốc cắt
tăng. Tốc độ giảm lực cắt cũng giảm cùng với sự tăng của vận tốc cắt. Đặc biệt dao
động và lực cắt sinh ra lớn khi tiện thép hợp kim qua tôi ở tốc độ thấp (dƣới 50m/ph).
- Ảnh hƣởng của lƣợng chạy dao và tƣơng tác giữa lƣợng chạy dao và vận tốc
cắt tới lực cắt lớn hơn ảnh hƣởng của vận tốc cắt.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

45
Chƣơng 4
XÁC ĐỊNH TRƢỜNG PHÂN BỐ NHIỆT TRONG DỤNG CỤ PCBN
KHI TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI
4.1. Xác định trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực
giao bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn (FEM)
4.1.1. Mô hình tính nhiệt
Bài toán truyền nhiệt cho hệ thống dao-phoi-phôi khi tiện cƣỡng bức là bài toán
truyền nhiệt trong không gian ba chiều. Tuy nhiên, có thể quy về bài toán truyền
nhiệt theo hai chiều với sự hiệu chỉnh thích hợp.
Vùng mô hình nhiệt và các điều kiện biên
đƣợc mô tả trên Hình 4.1 [90]. Vì chiều rộng
dụng cụ và chiều rộng phoi (theo hƣớng pháp
tuyến với mặt phẳng trong hình) lớn hơn 30
lần chiều dày phoi khi chƣa bị biến dạng, mô
hình thỏa mãn hoàn toàn với bài toán truyền
nhiệt theo hai phƣơng. Kích thƣớc hình học
của mô hình đƣợc xác định trong phạm vi
vùng chịu tác động của gradient nhiệt độ.
Hầu hết các bề mặt ngoài là đoạn nhiệt, nghĩa
là nhiệt mất mát do đối lƣu và bức xạ vào
môi trƣờng là không đáng kể. Điều này tƣơng
đƣơng với việc không sử dụng dung dịch trơn nguội.
Phƣơng trình truyền nhiệt ổn định trong không gian hai chiều trong quá trình cắt
kim loại đƣợc viết dƣới dạng [90] :
( , )x y x y
T T T T
c u u q x y k k
x y x x y y

         
       
         
(4.1)
trong đó:  là khối lƣợng riêng của vật liệu; c là nhiệt dung riêng; ux ,uy là thành
phần vận tốc của vật liệu theo hai phƣơng x và y; kx, ky là hệ số dẫn nhiệt theo hai
phƣơng x và y; q là tốc độ sinh nhiệt riêng.
Giả sử kx = ky = k và coi nguồn nhiệt chỉ tập trung trên các mặt phẳng trƣợt và
mặt trƣớc của dụng cụ thì phƣơng trình (4.1) có thể viết thành:
Hình 4.1. Mô hình bài toán tính
nhiệt và các điều kiện biên [90].
Phoi

n

y
x
Vc

n

Bµn g¸ dao
Dao
M¶nh
dao CBN
q=hf
(T-T)
Ph«i
ux=V
T=T
Biªn ®o¹n nhiÖt
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

46
2 2
2 2
( , ) 0x y
T T T T
c u u k q x y
x y x y

     
              
(4.2)
Phƣơng trình này phải đƣợc giải trên
miền minh họa trên Hình 4.2, trên đó biểu
diễn các điều kiện biên mà phƣơng trình
phải thỏa mãn ứng với quá trình cắt trực
giao nhƣ sau [30]:
sT T Trên bề mặt ST cần xác định. (4.3)
0
T
k q
n

 

Trên bề mặt Sq0 cần xác định. (4.4)
1
I II
T T
k k q
n n
    
     
    
Trên mặt phẳng Sq1 (mặt trƣợt AB). (4.5)
2
II IV
T T
k k q
n n
    
     
    
Trên mặt Sq2 (mặt trƣớc AC). (4.6)
 
T
k h T T
n


  

Trên bề mặt Sh cần xác định. (4.7)
Giải phƣơng trình (4.2) thỏa mãn các điều kiện (4.3) đến (4.7) tƣơng đƣơng với
việc tìm cực tiểu của phiếm hàm I [89].
22
2
1
2
1
2
q h
x y x y
A
q h
S S
T T T T
I c u u T k k qT dA
x y x y
qTdS h T TT dS


                    
           
 
   
 

 
(4.8)
với Ts là nhiệt độ dọc theo biên ST; ( , )q x y là tốc độ sinh nhiệt thể tích theo hai
phƣơng x, y; q0, q1, q2 là cƣờng độ dòng nhiệt vuông góc với biên Sq; h là hệ số
truyền nhiệt riêng đối lƣu dọc theo biên Sh; T là nhiệt độ môi trƣờng xung quanh; n
là pháp tuyến ngoài của biên; ,
T T
x y
 
 
là biến thiên nhiệt độ theo các phƣơng x và y;
ST, Sq, Sh là các biên phân biệt tạo nên toàn bộ biên của diện tích A của phần tử
Hình 4.2. Các điều kiện biên sử
dụng trong mô hình nhiệt [30].
ux=v, uy=0
§o¹n nhiÖt ux=v, uy=0
§o¹n nhiÖt
ux=v, uy=0
§o¹n nhiÖt
Ph«i
Dao
Nguån nhiÖt
do ma s¸t qf
x
y

n



x


n

Phoi
n
Phoi
ux=vcx,uy=vcy
§o¹nnhiÖt
Ph«i
ux=vc, uy=0, Ti
§o¹nnhiÖt
Ph«i
Nguån nhiÖt vïng
biÕn d¹ng thø hai q2
Nguån nhiÖt vïng
biÕn d¹ng thø nhÊt q1
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

47
khảo sát.
Có thể biểu diễn phiếm hàm (4.8) dƣới dạng:
       
1
2
q h
T
A A A
q h
S S
I c U T TdA T D T dA qTdA
qTdS h T T TdS


     
 
   
 
  
 
(4.9)
Với  x yU u u    ;  
0
0
x
y
k
D
k
 
  
 
và
T
x
T
T
y
 
  
    
  
(4.10)
Điều kiện cực tiểu của I (4.9) là biến phân 0I  (4.11)
       
1
2
q h
T
A A A
q h
S S
I c U T TdA T D T dA q TdA
q TdS h T T TdS
    
 
     
 
   
 
  
 
(4.12)
Sử dụng phƣơng pháp phần tử hữu hạn [1], [76] để tính toán và biến đổi,
phƣơng trình (4.11) đƣợc đƣa về phƣơng trình tính toán nhiệt độ tổng quát cho một
phần tử e nhƣ sau:
4
6
i i i i j i j i k i k i i
e
i j i j j j j j i j k j j
e
i k i k j k j k k k k k k
x i y i x j y j x k y k
b b c c b b c c b b c c T
k
A
u b u c u b u c u b u c
c

     
   
     
   
      
   
   
  
1 2
2 1 0
1 2 0
6
0 0 0
1 1 1
1 1 1
2 2 2
0 0 0
i i
h
j j
k k
q q h
e e
T T
hl
T T
T T
l l hl T
q q 
     
            
             
     
     
        
     
     
(4.13)
với A(e)
là diện tích của phần tử (e) và Ti, Tj, Tk nhiệt độ nút của phần tử e ; a,b,c là
hệ số của các hàm nhiệt độ tại các nút đƣợc xác định theo tọa độ của các nút ; ql là
chiều dài chịu sự tác động của mật độ dòng nhiệt trên biên qS ; hl là chiều dài chịu
sự trao đổi nhiệt do đối lƣu trên biên hS của phần tử e; 1eq , 2eq là nhiệt lƣợng
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

48
truyền vào các phần tử e1 và e2 có chung cạnh trên các biên qS .
Vì tỉ lệ truyền nhiệt vào 2 phần tử e1 và e2 trên các biên Sq1 và Sq2 chƣa biết ta
có thể lấy tổng các phân bố nhiệt để đƣợc dòng nhiệt tổng 1 2e e eq q q  trong
phƣơng trình chính tắc tổng quát (4.13).
Viết phƣơng trình (4.13) cho tất cả E phần tử và kết hợp sẽ nhận đƣợc hệ
phƣơng trình tuyến tính cần tìm. Giải hệ phƣơng trình này sẽ nhận đƣợc giá trị nhiệt
độ T tại các điểm nút của tất cả các phần tử. Hệ phƣơng trình xác định nhiệt độ có
thể giải đƣợc nhờ lập trình trong phần mềm nhƣ MATLAB hoặc giải tự động nhờ
các phần mềm khác. Ở đây việc giải phƣơng trình truyền nhiệt xác định giá trị nhiệt
độ và trƣờng phân bố nhiệt đƣợc thực hiện bằng phần mềm ABAQUS. Phần tính
toán biến đổi phƣơng trình (4.11) đƣợc trình bày nhƣ trong Phụ lục III.
4.1.2. Các thông số xác định từ thực nghiệm
Thí nghiệm để xác định các thông số khảo sát nhiệt cắt trong quá trình tiện cứng
bằng dụng cụ PCBN đƣợc thực hiện với thép 9XC cho trƣờng hợp cắt trực giao. Sơ
đồ và thiết bị thí nghiệm
nhƣ trong Hình 3.1a,c. Các
thông số hình học của dụng
cụ cắt cho trong Bảng 4.1.
Thí nghiệm đƣợc tiến hành
ở chế độ cắt v=119,3 m/p;
t=3mm; s=0,06mm/v.
Các thông số chiều dày
phoi tc, chiều dài tiếp xúc
của phoi với mặt trƣớc dụng
cụ lc đƣợc xác định dựa trên
ảnh SEM của gốc phoi và
bề mặt dụng cụ (Hình 4.3):
tc=110μm; lc=240μm.
Các giá trị lực cắt Fz, Fy, Fx đƣợc xác định bằng thiết bị đo lực cắt ba chiều
Kistler số hiệu 9257BA (Thụy Sĩ). Đồ thị đo giá trị lực cắt tƣơng ứng với chế độ cắt
Bảng 4.1. Thông số mảnh dao PCBN tiện cứng thép
9XC.
Dao
Góc
trƣớc

Góc
sau

Góc
nâng

Góc
nghiêng chính

Góc
nghiêng phụ
1
PCBN -6 6 0 0 0
Hình 4.3. Ảnh SEM chụp mặt cắt gốc phoi và vết
tiếp xúc trên bề mặt dụng cụ khi tiện trực giao thép
9XC độ cứng 52HRC ở chiều sâu cắt t=3mm;
s=0,06mm/v; v=119,3m/p.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

49
khảo sát nhƣ trên Hình 3.8.
Để phục vụ cho quá trình tính toán nhiệt, cần xác định các thông số về lực cắt,
vận tốc trƣợt cũng nhƣ diện tích biến dạng tại các nguồn sinh nhiệt.
Góc trƣợt  đƣợc xác định dựa vào tỉ số chiều dày phoi và góc trƣớc  :
c
os cos
t sin 1 sin
tc r
tg
t r
 

 
 
 
với  là góc trƣớc;
c
t
r
t
 ; t là chiều dày phoi khi
chƣa biến dạng (lƣợng chạy dao); tc là chiều dày phoi;
Vận tốc trƣợt của vật liệu phôi tại mặt phẳng trƣợt lƣợng chạy dao Vs và của
phoi trên mặt trƣớc dụng cụ Vc đƣợc xác định [81]:
Vận tốc trƣợt của vật liệu phôi trên mặt phẳng trƣợt Vs:
cos
cos( - )
s
V
V

 

Vận tốc trƣợt của phoi trên mặt trƣớc dụng cụ Vc:
sin
cos( - )
c
V
V

 

Giá trị lực cắt tác dụng trên mặt phẳng trƣợt và trên mặt trƣớc dụng cụ đƣợc xác
định dựa vào mô hình tính lực của Merchant:
Lực tiếp tuyến với mặt phẳng trƣợt Fs: cos sins c tF F F  
Lực tiếp tuyến với mặt tiếp xúc giữa phoi và mặt trƣớc dụng cụ:
sin cosF C TF F F  
Các thông số về kích thƣớc, lực và vận tốc cắt tại các nguồn sinh nhiệt đƣợc
tổng hợp trong Bảng 4.2.
Các thuộc tính nhiệt của vật liệu phôi và dụng cụ cho mô hình bao gồm: Hệ số
dẫn nhiệt k, khối lƣợng riêng ρ và nhiệt dung riêng c. Khối lƣợng riêng ρ đƣợc coi
nhƣ không thay đổi, còn hệ số dẫn nhiệt và nhiệt dung riêng phụ thuộc nhiệt độ, đặc
biệt đối với vật liệu dụng cụ PCBN [79]:
- Khối lƣợng riêng của vật liệu PCBN : 3
3120(kg/m )  .
Bảng 4.2. Các thông số tính toán trƣờng nhiệt độ xác định từ thực nghiệm.
V
(m/p)
s
(mm/v)
t
(mm)
tc
(mm)
l
(mm)
r
(t/tc)

(rad)
Vs
(m/p)
Vc
(m/p)
Fz
(N)
Fx
(N)
Fs
(N)
FF
(N)
119,3 0.06 3 0.13 0.24 0,46 0,412 136,5 55,07 410,6 250,4 275,6 206,2
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

50
Các thuộc tính nhiệt của vật liệu dụng cụ PCBN thay đổi theo nhiệt độ:
- Hệ số dẫn nhiệt của mảnh PCBN: 0
(20 )
100(W/mK)
C
k  đến 0
(900 )
130(W/mK)
C
k 
- Nhiệt dung riêng của vật liệu PCBN: 0
(20 )
1000(J/kgK)
C
c  đến 0
(900 )
1966(J/kgK)
C
c 
Với thép hợp kim, các thuộc tính nhiệt có thể coi bằng hằng số vì chúng thay
đổi không đáng kể trong dải nhiệt độ tiến hành khảo sát [79]:
- Hệ số dẫn nhiệt của thép hợp kim: 47(W/mK)k 
- Khối lƣợng riêng của thép hợp kim: 3
7800(kg/m ) 
- Nhiệt dung riêng của thép hợp kim: 0
(20 )
486(J/kgK)
C
c 
Với môi trƣờng cắt khô, hệ số truyền nhiệt đối lƣu: h=525W(m2
.
0
C) [30].
Nếu có dòng khí hoặc nƣớc áp lực: h=10500W(m2
.
0
C) hoặc h=10015000W
(m2
.
0
C) , hệ số đối lƣu h=10500W/(m2
K). Nhiệt độ môi trƣờng 0
22T C  .
4.1.3. Tính toán tốc độ sinh nhiệt riêng
+) Tốc độ sinh nhiệt riêng trung bình trên một đơn vị diện tích của mặt phẳng
trƣợt (biên Sq1) [94] :
1 AB sq k V (4.14)
với ABk là ứng suất cắt trên mặt phẳng trƣợt, đƣợc xác định theo lực trƣợt và diện
tích mặt phẳng trƣợt. s
AB
s
F
k
A
 với Fs là lực hƣớng dọc theo mặt phẳng trƣợt; As là
diện tích mặt phẳng phẳng trƣợt [81].
cos sins c tF F F   ;
sin
s
bt
A


trong đó: Fc, Ft là lực tiếp tuyến và lực dọc trục; b và t là chiều rộng và chiều dày
phoi tƣơng ứng với chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao; Φ là góc trƣợt.
→
 cos sin sinc t
AB
F F
k
bt
  
 (4.15)
Theo Tay [89]: vận tốc trƣợt thay đổi trong vùng trƣợt thứ nhất theo công thức:
sin
sin( )
V V

 


với β là góc làm bởi đƣờng xiên hypecbol với phƣơng cắt.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

51
Giả thiết vận tốc trƣợt trên mặt phẳng trƣợt là không đổi :
 
cos
cos
s
V
V V const

 
  

thay vào công thức (4.14):
 
 1
cos sin cos
cos
c t
AB s
s
F F
q k V V
A
  
 

 

(4.16)
 
 1
cos sin sin cos
cos
c tF F
q V
bt
   
 



(4.17)
Tƣơng ứng với các thông số chế độ cắt ở trên, xác định giá trị của q1.
+) Tốc độ sinh nhiệt riêng trên vùng tiếp xúc giữa phoi và mặt trƣớc dụng cụ
(biên Sq2):
Tốc độ sinh nhiệt riêng trên vùng mặt trƣớc dụng cụ gồm hai thành phần q21 và
q22. Thành phần q21 sinh ra do ma sát giữa phoi và mặt trƣớc và q22 sinh ra do biến
dạng dẻo của phoi trong miền biến dạng thứ hai.
* Xác định tốc độ sinh nhiệt riêng q21:
Tốc độ sinh nhiệt riêng do ma sát trên mặt trƣớc dụng cụ đƣợc tính theo công
thức:
21 ( ) ( )q x V x (4.18)
Trong đó: (x) là ứng suất tiếp mặt trƣớc, V(x) là vận tốc của lớp phoi dƣới cùng.
Để tính giá trị tốc độ sinh nhiệt riêng trên mặt tiếp xúc của dao và phoi, có thể
dựa vào mô hình phân bố ứng suất nhƣ trên Hình 1.11.
Ứng suất tiếp biến thiên theo quy luật [81], [106]:
1
(x) s 1
1
( ) 0
= (x)=
s
n
x x l
l x
l x l
l l
 
  
  
 
  
 
(4.19)
Với s là giới hạn chảy trƣợt trung bình trên bề mặt tiếp xúc ; l là chiều dài tiếp
xúc; l1 là chiều dài phần dính, nơi ứng suất trƣợt có giá trị bằng hằng số; n là hằng
số thực nghiệm phụ thuộc vào vật liệu và điều kiện gia công: n=19÷22 cho một dải
rộng các số liệu thực nghiệm [55].
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

52
Vận tốc lớp phoi cuối cùng thay đổi theo chiều dài tiếp xúc (Hình 4.4):
 
1
1
1 2
( ) 0
3 3
sin
cos( )
c
c
x
V x V x l
l
V
V x V l x l

 
 
    
 
   

(4.20)
Gần đúng có thể coi ứng suất trƣợt
thay đổi bậc nhất trên chiều dài từ
1l x l  và đƣợc biểu diễn theo quan hệ
(Hình 4.4) [55]:
1
(x) s 1
1
( ) 0
=
sx x l
l x
l x l
l l
 
 
  
 
  
 
(4.21)
Từ (4.17) đến (4.21) có thể vẽ đƣợc biểu đồ phân bố nhiệt tạo thành do ma sát
trên mặt trƣớc với giá trị cực đại ứng với vị trí 1x l .
1
1
21
s 1
1
2
1 0
3
s c
c
V x
x l
l
q
l x
V l x l
l l


  
    
  
 
      
(4.22)
* Xác định tốc độ sinh nhiệt riêng q22
Tốc độ sinh nhiệt trên một đơn vị thể tích vật liệu trong vùng biến dạng dẻo thứ
hai đƣợc tính theo công thức [62]:
22 sec secq   (4.23)
với sec là ứng suất chảy trƣợt trong vùng biến dạng thứ hai; sec là tốc độ biến
dạng trong vùng trƣợt thứ hai:
sec
w
FF
l
  (4.24)
với FF là lực ma sát trên bề mặt tiếp xúc, tính theo công thức:
sin cosF C TF F F   (4.25)
Fc, FT là lực tiếp tuyến và lực dọc trục; α là góc trƣớc; l là chiều dài tiếp xúc; w
là chiều rộng tiếp xúc (chiều sâu cắt).
Hình 4.4. Biến thiên vận tốc trƣợt,
ứng suất trƣợt và nhiệt tạo thành
trên mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng
cụ.
l1
Vphoi
/3
s
qf
l
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

53
Theo một số nghiên cứu [62], [90],
vùng biến dạng dẻo thứ hai đƣợc giả thiết
có dạng hình tam giác với tp là chiều dày
lớn nhất của vùng. Do kết quả của hiện
tƣợng dính nên vận tốc biến đổi từ giá trị
bằng 0 tại vị trí tiếp xúc trên bề mặt dụng
cụ đến giá trị Vc ở mặt cắt ngang cách
mặt tiếp xúc một khoảng bằng chiều dày
tp (Hình 4.5). Tốc độ biến dạng tỉ lệ
thuận với vận tốc trƣợt và tỉ lệ nghịch với
khoảng cách tp và đƣợc tính theo công thức [62], [86] :
sec
p
V
t
  ; 2pt t (4.26)
với t2 là chiều dày phoi. 2t đƣợc xác định từ hình ảnh biến dạng trong ảnh chụp
cấu trúc tế vi của phoi, giả thiết bằng hằng số 0,05 cho một dải rộng tốc độ cắt và
thép các bon thấp [90] hoặc bằng 1/8 cho dải rộng tốc độ cắt xem xét [62].
* Xác định ứng suất tƣơng đƣơng:
Để đơn giản, khi tính toán coi nhiệt sinh ra trong vùng biến dạng thứ hai và ma
sát giữa phoi và mặt trƣớc tƣơng đƣơng với nhiệt sinh ra do ma sát tƣơng đƣơng
giữa phoi và mặt trƣớc, xác định theo nguyên tắc bảo toàn năng lƣợng, nghĩa là tổng
tốc độ tiêu thụ năng lƣợng trong vùng biến dạng thứ hai và do ma sát giữa phoi và
dụng cụ bằng tốc độ tiêu thụ năng lƣợng của lực trƣợt FF trên mặt trƣớc [6].
Theo mô hình này, quy luật biến thiên ứng suất tiếp tƣơng đƣơng trên mặt trƣớc
phân bố nhƣ sau:
(x) s
'( ) ' 0 / 2
' =2 ' 1 / 2
sx x l
x
l x l
l
 
 
  
 
   
 
(4.27)
Với 12l l ; '( )x , 's là ứng suất tƣơng đƣơng biến thiên và không đổi đƣợc xác
định từ nguyên tắc bảo toàn năng lƣợng nêu trên.
Tốc độ sinh nhiệt riêng trên vùng tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ là:
Hình 4.5. Hình dạng và kích thƣớc
vùng biến dạng [90].
Ph«i
v
Dao
Vïng biÕn
d¹ng thø nhÊt
VïngbiÕnd¹ngthøhai
Phoi
C A
E
M
D B
F
Vc
H
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

54
2
s
' 4
1 0 / 2
3
2 ' 1 / 2
s c
c
V x
x l
l
q
x
V l x l
l


  
   
  
 
       
(W/mm2
) (4.28)
Với 's đƣợc xác định dựa vào giả thiết trên nhƣ sau:
Tốc độ sinh nhiệt do ma sát trên toàn bộ vùng tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ là:
/2
2 s
0 /2
' 4
1 2 ' 1
3
l l
s c
c
l
V x x
Q bdx V bdx
l l


   
      
   
  (4.29)
/2
2 s
0 /2
' 4
1 2 ' 1
3
l l
s c
c
l
V b x x
Q dx V b dx
l l


   
      
   
 
2
1 1
'
3 4
s c F cQ V bl F V
 
   
 
'
1 1
3 4
F
s
F
bl
 
 
 
 
(4.30)
Thay vào (4.28), với các giá trị đã biết của
FF, b bằng chiều sâu cắt t; chiều dài tiếp xúc l;
vận tốc phoi Vc; xác định đƣợc tốc độ sinh nhiệt
trên mặt trƣớc của dụng cụ q2(x) phân bố theo
quan hệ hàm số bậc nhất dọc theo chiều dài tiếp
xúc của phoi và dụng cụ.
+ Tính nhiệt sinh ra trên mặt tiếp xúc giữa dao và
phôi:
Nhiệt sinh ra trên mặt tiếp xúc giữa dao và
phôi đƣợc coi nhƣ phân bố đều (Hình 4.6). Tốc
độ sinh nhiệt đƣợc tính theo công thức [55]:
3
1
1
w
c cq K VF
t
 (4.31)
Với Kc là hệ số do lực cắt khi dụng cụ mòn đƣợc xác định bằng thực nghiệm; V
là vận tốc cắt; Fc là lực cắt tiếp tuyến; t1 là chiều dày phoi khi chƣa biến dạng; w là
chiều rộng phoi, xác định nhƣ sau:
Hình 4.6. Phân bố ứng suất
trên mặt tiếp xúc giữa dao và
phôi [55].
O
Ft
V
Dao
f
d
Fc
Vc
Phoi
Phôi
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

55
1
tf tt
t
t t
F FF d
K
F F t

  (4.32)
1
cf cc
c
c c
F FF d
K
F F t

  (4.33)
tfF , cfF là lực cắt dọc trục và lực cắt tiếp tuyến khi dụng cụ mòn; Kc; Kt là hệ số
xác định từ thực nghiệm; d là chiều cao vùng mòn mặt sau; w là chiều rộng phoi; t1
là chiều dày phoi khi chƣa biến dạng (lƣợng chạy dao);
Thực nghiệm cho thấy:
Kc=0.0671; Kt=0.0528 [55];
3
1
1
0.0671
w
cq VF
t
 (4.34)
Với các giá trị đã biết tƣơng ứng của vận tốc cắt V, lực tiếp tuyến Fc=Fz, chiều
dày phoi t1=tc, xác định đƣợc mật độ dòng nhiệt không đổi trên bề mặt tiếp xúc giữa
mặt sau dụng cụ bị mòn với bề mặt phôi a3.
Giá trị tốc độ sinh nhiệt tại các nguồn nhiệt đƣợc tính toán và tổng hợp trong
Bảng 4.3.
4.1.4. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực giao thép
9XC bằng dao PCBN xác định bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn
Trƣờng phân bố nhiệt trong
quá trình tiện cứng trực giao thép
9XC sử dụng dao PCBN đƣợc xác
định bằng phƣơng pháp phần tử
hữu hạn với sự hỗ trợ của phần
mềm ABAQUS. Mô hình tính
toán đƣợc xây dựng ở dạng mô
hình 3D nhƣ Hình 4.7a. Toàn bộ
hệ thống dao-phoi-phôi đƣợc xem xét trong mối quan hệ tƣơng tác về truyền nhiệt.
Bảng 4.3. Các thông số tính toán xác định các nguồn nhiệt
ABk
(N/mm2
)
sA
(mm2
)
1q
(W/mm2
)
sec
(1/s)
sec
(N/mm2
)
'
(N/mm2
)
2maxq
(W/mm2
)
3q
(W/mm2
)
919,32 0,45 1397 1,2 286 490 450 303
Hình 4.7. Mô hình tính toán trƣờng phân bố
nhiệt trong tiện cứng trực giao bằng FEM (a)
và sơ đồ chia lƣới các phần tử (b).
a) b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

56
Quá trình truyền nhiệt giữa phôi, phoi và dụng cụ đƣợc coi nhƣ thực hiện trong
môi trƣờng liên tục.
Thủ tục chia lƣới các phần tử của mô hình đƣợc thực hiện trong phần mềm
ABAQUS với các thông số điều khiển phù hợp để các vùng sinh nhiệt đƣợc chia
với các phần tử có kích thƣớc nhỏ mịn nhằm đạt độ chính xác cao. Tổng cộng,
toàn bộ mô hình đƣợc chia thành 557.758 phần tử dạng tứ diện, mỗi phần tử có 4
nút với tổng số 2.231.032 nút nhƣ Hình 4.7b.
Với các thông số
đầu vào đã xác định
bao gồm kích thƣớc
hình học của vùng
khảo sát, các thuộc
tính vật liệu của
dụng cụ và chi tiết
gia công, mật độ
dòng nhiệt và các điều kiện biên, sơ đồ tác dụng của các nguồn nhiệt của bài toán
đƣợc thực hiện nhƣ trong Hình 4.8.
Quá trình phân tích
trƣờng phân bố nhiệt độ khi
tiện trực giao thép 9XC
bằng dao PCBN với các
thông số cắt nhƣ trên đƣợc
tiến hành cho hai trƣờng
hợp dụng cụ sắc và dụng cụ
mòn. Trƣờng phân bố nhiệt
nhận đƣợc nhƣ trên Hình
4.9 và Hình 4.10.
Giá trị nhiệt độ tại các
nút đƣợc xuất ra file kết quả
nhƣ trong Phụ lục III.
Kết quả phân tích cho
trƣờng phân bố nhiệt cho thấy:
500
0
50010001500
1000
Gradient
1500
3270
C
m
m
9910
C
10600
C
6950
C
4180
C
a) c)b)
e)d)
Hình 4.9. Trƣờng phân bố nhiệt khi tiện cứng trực
giao thép 9XC bằng dao PCBN trong trƣờng hợp
dụng cụ sắc (a-d) và sơ đồ các đƣờng đẳng nhiệt
phân bố trong dụng cụ (e).
Hình 4.8. Sơ đồ tác dụng của các nguồn nhiệt trong mô hình
tính toán trƣờng phân bố nhiệt.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

57
Với cả hai trƣờng hợp dụng cụ sắc và mòn, vùng sinh nhiệt lớn nhất luôn là
vùng mặt phẳng trƣợt với giá trị nhiệt độ cực đại là 14360
K (11630
C) khi dụng
cụ sắc và 18100
K (15370
C) khi dụng cụ mòn (Hình 4.9a, Hình 4.10a).
Khi dụng cụ còn sắc,
trƣờng phân bố nhiệt
trong dụng cụ có trung
tâm nhiệt lớn nhất nằm
ở mặt trƣớc dụng cụ với
nhiệt độ cực đại đạt
13330
K (10600
C) tại vị
trí cách lƣỡi cắt khoảng
45μm (Hình 4.9b). Phân
bố nhiệt trên chi tiết gia
công cũng tập trung ở
vùng mặt phẳng trƣợt,
phần lớn nhiệt lƣợng
truyền vào phoi, phần
nhiệt truyền xuống chi
tiết gia công làm nhiệt
độ chi tiết tăng đến khoảng 400÷5000
C với vùng phân bố nhiệt tƣơng đối hẹp
(Hình 4.9d).
Khi dụng cụ bắt đầu bị mòn, phần tiếp xúc giữa mặt sau dụng cụ và chi tiết gia
công hình thành một trung tâm sinh nhiệt mới khiến cho trƣờng phân bố nhiệt
trong dụng cụ dịch chuyển về phía lƣỡi cắt với các cung đẳng nhiệt gần nhƣ đối
xứng giữa mặt trƣớc và mặt sau của dụng cụ. Trung tâm nhiệt lớn nhất sẽ nằm tại
vùng lƣỡi cắt với giá trị là 16350
K tƣơng đƣơng với 13620
C (Hình 4.10b). Lƣợng
nhiệt ở mặt sau truyền vào bề mặt mới hình thành và dụng cụ làm tăng nhiệt độ
chi tiết đến 800÷9000
C và mở rộng vùng tác động của nhiệt độ cao trên chi tiết gia
công (Hình 4.10d).
Nhƣ vậy với việc dụng cụ bị mòn sẽ hình thành một trung tâm sinh nhiệt ở mặt
sau làm tăng đáng kể nhiệt cắt đồng thời làm thay đổi trƣờng phân bố nhiệt độ trong
dụng cụ và chi tiết gia công.
a) c)b)
500
0
50010001500
1000Gradient
1500
3270
C
m
m
9600
C
11490
C
6920
C
4180
C
13620
C
e)d)
Hình 4.10. Trƣờng phân bố nhiệt khi tiện cứng trực
giao thép 9XC bằng dao PCBN trong trƣờng hợp dụng
cụ bị mòn mặt sau (a-d) và sơ đồ các đƣờng đẳng nhiệt
phân bố trong dụng cụ (e).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

58
4.2. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện cứng trực giao thép
9CX xác định bằng phƣơng pháp thực nghiệm
4.2.1. Thiết bị và chế độ thí nghiệm
Để xác định trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ cắt đòi hỏi một phƣơng pháp
cho phép vẽ nên các đƣờng đẳng nhiệt trong lòng dụng cụ và dễ dàng lƣu giữ chúng
sau khi gia công. Điều này có thể thực hiện đƣợc nhờ sử dụng các lớp vật liệu có
nhiệt độ nóng chảy xác định phủ vào bề mặt ghép của dụng cụ cắt.
Thí nghiệm xác định trƣờng phân bố nhiệt cắt trong dụng cụ PCBN đƣợc tiến
hành cho sơ đồ tiện trực giao trên máy tiện vạn năng HOWA STRONG 860 - Nhật
Bản (Hình 3.1a). Vật liệu thí nghiệm là thép 9XC nhiệt luyện đạt độ cứng 52HRC
với kích thƣớc phôi dạng ống nhƣ Hình 4.11.
Dụng cụ sử dụng cho thí nghiệm là mảnh dao PCBN dạng đặc ký hiệu
TPGN160308T200-BAO-EB28X của hãng EHWA (Hàn quốc), đƣợc chế tạo theo
đơn đặt hàng để
khi ghép lại có
dạng tam giác
đều dùng để tiện
trực giao mặt
đầu (Hình 4.12).
Mảnh dao ghép
sau khi lắp với
thân dao sẽ tạo
thành các thông
số hình học cụ thể sau: Góc trƣớc  = -60
, góc sau = 60
, cạnh viền lƣỡi cắt đƣợc vát
Hình 4.11. Phôi thép
9XC dùng trong thí
nghiệm.
Hình 4.12. Mảnh ghép
PCBN dạng đặc (a) và
thân dao (b) sử dụng
trong thí nghiệm.
a) b)
Bề mặt phủ
Bảng 4.4. Kim loại phủ và
điểm nóng chảy tƣơng ứng
TT Vật liệu
Điểm nóng
chảy (0
C)
1 Thiếc (Sn) 232
2 Chì (Pb) 327
3 Kẽm (Zn) 419
4 Nhôm (Al) 659
5 Bạc (Ag) 961
6 Vàng (Au) 1064
Hình 4.13. Kính hiển vi điện
tử quét Jeol-JSM 5410 LV.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

59
mép với góc vát =200
, cạnh vát rộng a=0,1mm.
Bề mặt ghép là mặt trung trực của tam giác sẽ đƣợc phủ các kim loại nguyên
chất có nhiệt độ nóng chảy xác định nhƣ trong Bảng 4.4. Chiều dày lớp phủ là
150nm để đảm bảo lớp phủ đồng đều. Thành phần lớp phủ và tình trạng mảnh dao
trƣớc và sau khi gia công
đƣợc kiểm tra trên kính hiển
vi điện tử quét Jeol-JSM
5410 LV (Hình 4.13).
Phân tích EDX cho biết
hàm lƣợng của lớp vật liệu
phủ nhƣ sau: Sn chiếm
63,5% ; Pb chiếm 64,5% ;
Zn chiếm 53,5%; Al chiếm
45,5%, Ag chiếm 58,5%; Au
chiếm 55,8% (Hình 4.14).
Mỗi mảnh dao sau khi phủ lớp kim loại nguyên chất sẽ đƣợc ghép lại với nhau
và dùng để gia công phôi ống tƣơng ứng với quá trình cắt trực giao với chiều sâu
cắt t=3mm, lƣợng chạy dao s=0,06mm/v, vận tốc cắt v=75,3m/p trong thời gian 10
giây để đảm bảo trƣờng nhiệt trong dao đạt trạng thái ổn định [60]. Sau đó mảnh
dao đƣợc tháo ra và bề mặt ghép đƣợc kiểm tra trên kính hiển vi điện tử quét để xác
định hình ảnh các đƣờng đẳng nhiệt. Dƣới tác dụng của nhiệt cắt, các lớp phủ kim
loại sẽ bị nóng chảy tại vùng có nhiệt độ cao hơn điểm nóng chảy của kim loại phủ.
Biên giới giữa phần nóng chảy và chƣa nóng chảy của lớp phủ sẽ xác định các
đƣờng đẳng nhiệt tƣơng ứng với nhiệt độ nóng chảy của vật liệu phủ.
4.2.2. Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN
Ảnh chụp SEM bề mặt ghép đƣợc phủ kim loại nguyên chất của các mảnh dao
cho thấy rõ các đƣờng biên giới giữa vùng nóng chảy và không nóng chảy của kim
loại phủ. Các biên giới này xác định các đƣờng đẳng nhiệt tƣơng ứng với nhiệt độ
nóng chảy của lớp phủ (Hình 4.15).
Kết quả từ đo đạc thực nghiệm cho thấy profin vùng nhiệt độ ảnh hƣởng lên dao
tƣơng ứng với trƣờng hợp dao bị mòn mặt sau trong mô hình lý thuyết với chiều cao
a)
f)e)d)
b) c)
Hình 4.14. Phân tích EDX thành phần lớp phủ:
Sn(a), Pb(b); Zn(c); Al(d); Ag(e); Au(f).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

60
vùng mòn khoảng 200μm. Hiện tƣợng này đƣợc cho là do bề mặt ghép không hoàn
toàn kín khít nên nhiệt
truyền vào bề mặt ghép
ngoài tác dụng dẫn nhiệt còn
có tác dụng của truyền nhiệt
do đối lƣu.
Vùng nhiệt độ tƣơng
ứng với điểm nóng chảy của
Au là 10640
C cách lƣỡi cắt
khoảng 200μm, của Al là
6590
C cách lƣỡi cắt khoảng
350μm, của Zn là 4190
C
cách lƣỡi cắt khoảng
800μm, của Pb là 3270
C cách lƣỡi cắt khoảng 1200μm và của Sn là 2320
C cách lƣỡi
cắt khoảng 2500μm (Hình 4.16a).
So sánh giữa mô hình các đƣờng đẳng nhiệt lý thuyết và thực nghiệm cho thấy
mô hình lý thuyết có sự tƣơng hợp cao với các đo đạc thực nghiệm. Vị trí các
đƣờng đẳng nhiệt xác định theo mô hình lý thuyết gần nhƣ trùng khớp với các
đƣờng đẳng nhiệt xác định
theo phƣơng pháp đo đạc
thực nghiệm với sai khác
nhỏ ở vị trí biên nóng chảy
của Zn (4190
C) là 10
C
chiếm 0,2%, của Al
(6590
C) là 330
C chiếm
5%, Ag(9190
C) là 10
C
chiếm 0,1% và của Au
(10640
C) chiếm 7,9% (Hình 4.16b). Tuy nhiên có sự sai khác về phân bô nhiệt trên
mặt trƣớc và mặt sau dụng cụ ở hai mô hình khi phân bố nhiệt trong mô hình lý
thuyết mở rộng hơn ở phía mặt trƣớc dụng cụ trong khi phân bố nhiệt xác định bằng
thực nghiệm lại mở rộng hơn về phía mặt sau. Nguyên nhân của hiện tƣợng này đã
đƣợc giải thích là do khe hở giữa hai bề mặt ghép đã khiến cho ngoài quá trình
Hình 4.16. Các đƣờng đẳng nhiệt trong dụng cụ
PCBN xác định theo đo đạc thực nghiệm (a), so sánh
giữa các đƣờng đẳng nhiệt lý thuyết và thực nghiệm
(b).
Gradient
500
0
50010001500
1000
2000
Gradient
1500
2000
2320
C
3270
C
4190
C
6590
C
10640
C
m
m
9610
C
2500
2500
3270
C
6920
C
4180
C 9600
C
11490
C
MÆt sau
MÆttr-íc
Thùc nghiÖm
Lý thuyÕt
500
0
50010001500
1000
2000
Gradient
1500
2000
2320
C
3270
C
4190
C
6590
C
10640
C
m
m
9610
C
2500
2500
MÆt sau
MÆttr-íc
a) b)
a) c)b)
d) e) f)
Hình 4.15. Ảnh SEM bề mặt ghép mảnh PCBN đƣợc
phủ các kim loại tƣơng ứng Sn(a), Pb(b), ZN(c),
Al(d), Ag(e), Au(f) sau khi gia công 10s ở chế độ
cắt t=3mm, s=0,06mm/v, v=75,3m/p.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

61
truyền nhiệt do dẫn nhiệt còn có truyền nhiệt do đối lƣu ở bề mặt ghép làm tốc độ
truyền nhiệt trên bề mặt này cao hơn so với truyền nhiệt trên mặt trƣớc dụng cụ.
Kết quả tính toán về nhiệt cho thấy, nhiệt cắt sinh ra trong quá trình tiện trực
giao thép 9XC rất lớn. Mặc dù phần lớn nhiệt cắt đƣợc mang đi bởi phoi và chỉ một
phần nhỏ nhiệt lƣợng truyền vào dụng cụ nhƣng nhiệt độ vùng cắt của dụng cụ
PCBN vẫn rất cao (trên 10000
C). Có thể thấy, nguyên nhân làm nhiệt độ cục bộ trên
lƣỡi cắt dụng cụ tăng cao là do tính dẫn nhiệt kém của vật liệu PCBN khi có nguồn
nhiệt liên tục truyền vào một vị trí cố định của dụng cụ. Mặt khác, trong quá trình
tiện cứng, vật liệu gia công có độ bền cao nên yêu cầu năng lƣợng phá hủy lớn làm
lực cắt lớn dẫn đến tốc độ sinh nhiệt cao.
Nhiệt độ rất cao tại vùng lƣỡi cắt dụng cụ PCBN trong quá trình tiện cứng sẽ
làm thay đổi cơ tính vật liệu chất nền của dụng cụ dẫn đến hiện tƣợng mòn và biến
dạng dẻo nhanh chóng lƣỡi cắt dụng cụ PCBN chỉ trong thời gian ngắn sau khi gia
công. Nhiệt độ rất cao còn là nguyên nhân thúc đẩy các quá trình hóa lý diễn ra
nhanh hơn, thúc đẩy các cơ chế mòn và phá hủy dụng cụ mà sẽ đƣợc phân tích tỉ mỉ
ở chƣơng 5.
Trƣờng phân bố nhiệt trong hệ thống phôi, phoi và dụng cụ khi tiện trực giao
thép 9XC tôi đạt độ cứng 55HRC bằng dao PCBN xác định bằng phƣơng pháp phần
tử hữu hạn với các giá trị tốc độ sinh nhiệt tại các nguồn nhiệt đƣợc tính toán dựa
trên nghiên cứu của nhiều tác giả với các giả thiết nhất định.
Ở chế độ cắt v=119m/p; s=0,06mm/v; t=2mm, kết quả chạy mô hình từ phần
mềm ABAQUS cho hình ảnh trung tâm nhiệt độ lớn nhất nằm ở vùng mặt phẳng
trƣợt với nhiệt độ đạt tới 17520
K (14790
C) khi dụng cụ sắc và 18730
K (16000
C) khi
chiều cao mòn mặt sau đạt giá trị hs=300m. Tƣơng ứng, trung tâm nhiệt lớn nhất
của dụng cụ nằm ở mặt trƣớc với nhiệt độ lớn nhất đạt tới 14250
K (11420
C), cách
lƣỡi cắt 45m khi dụng cụ sắc và nằm ngay trên lƣỡi cắt với nhiệt độ đạt tới 16350
K
(13520
C) khi chiều cao mòn mặt sau đạt hs=300m.
Trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ PCBN khi tiện trực giao thép 9XC xác định
bằng phƣơng pháp đo đạc thực nghiệm ở chế độ cắt tƣơng ứng sau thời gian gia
công 10s có trung tâm nhiệt lớn nhất nằm trên lƣỡi cắt đạt nhiệt độ 13370
K
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

62
(10640
C). Các đƣờng đẳng nhiệt xác định từ phƣơng pháp thực nghiệm cho thấy
vùng ảnh hƣởng của nhiệt độ cao tƣơng đối rộng, bán kính tới 150m ở nhiệt độ
13370
K (10640
C) và 2000m ở 5050
K (2320
C). Trung tâm nhiệt độ cao nằm ngay
trên lƣỡi cắt là nguyên nhân thúc đẩy tốc độ mòn và phá hủy lƣỡi cắt của dụng cụ
PCBN.
Kết quả đo đạc thực nghiệm có sự tƣơng thích khá cao với kết quả nhận đƣợc từ
mô hình lý thuyết khi sai lệch không quá 7,8%. Điều này chứng tỏ mô hình lý
thuyết đƣợc xây dựng sát với điều kiện thực tế, đảm bảo độ tin cậy và có thể sử
dụng để để khảo sát cho các chế độ gia công khác.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

63
Chƣơng 5
MÕN DỤNG CỤ PCBN VÀ CHẤT LƢỢNG BỀ MẶT
KHI TIỆN THÉP HỢP KIM QUA TÔI
5.1. Mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN khi tiện thép hợp kim qua tôi
5.1.1. Ảnh hƣởng của độ cứng vật liệu gia công đến mòn và cơ chế mòn dụng
cụ PCBN
Nghiên cứu về ảnh hƣởng của độ cứng vật liệu gia công đến mòn và cơ chế mòn
dụng cụ PCBN đƣợc tiến hành trên phôi thép X12M ở các độ cứng khác nhau.
Các thiết bị thí nghiệm nghiên cứu về mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN nhƣ
trên Hình 2.3 bao gồm: Máy tiện kỹ thuật số CNC-HTC2050 - Trung Quốc (Hình
2.3a); Mảnh dao PCBN của hãng EHWA -Hàn quốc ký hiệu TPGN160308T200-
EB15 (Hình 2.3b) có các thông số: L=16mm, LC=9,25mm, T=3,18mm, R=0,8mm.
Chất kết dính TiN, cỡ hạt 4μm. Thân dao của hãng CANELA) ký hiệu:
MTENN2020K16-N (Hình 2.3c). Góc tạo thành khi đã gá mảnh lên thân dao:
γ=110, λ=110. Sơ đồ thí nghiệm tiện mặt trụ ngoài nhƣ Hình 2.3d.
Quan sát trên kính hiển vi điện tử các mảnh dao PCBN dùng trong quá trình thí
nghiệm cho thấy chúng đều bị mòn cả mặt trƣớc và mặt sau. Các vết mòn thể hiện
các vết biến dạng dẻo, các vết cào xƣớc, lớp kim loại phôi dính bám và hiện tƣợng
lƣỡi cắt bị phá hủy (Hình 5.1).
Nhƣ vậy, mòn dụng
cụ PCBN đƣợc gây bởi
một cơ chế kết hợp giữa
mài mòn, biến dạng
dẻo, dính, khuếch tán và
phá hủy vì nhiệt. Khác
với nhận định của các
nghiên cứu trƣớc đó cho
rằng lƣỡi cắt dụng cụ
PCBN không bị biến
dạng dẻo, có thể quan
sát rất rõ hình ảnh của biến dạng dẻo lƣỡi cắt dụng cụ PCBN.
Hình 5.1. Các dạng hỏng của dụng cụ PCBN : (a) mòn
mặt trƣớc, (b) mòn mặt sau, (c) phá hủy lƣỡi cắt, (d) biến
dạng dẻo và dính, (e) cào xƣớc, (f) nứt và phá hủy.
a) b)
f)
c)
d) e)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

64
Kích thƣớc vết mòn lõm trên mặt trƣớc dụng cụ thay đổi theo độ cứng vật liệu
gia công. Trong trƣờng hợp tiện thép X12M, vết mòn lõm có chiều rộng xấp xỉ
150μm, chiều dài tăng theo độ cứng: ~600μm khi độ cứng ≤ 45 ÷ 47HRC, ~700μm
khi độ cứng 54÷56HRC, ~800μm khi độ cứng 60÷62HRC (Hình 5.2).
Hiện tƣợng dính và lắng đọng của vật liệu phôi trên mặt trƣớc của dao cũng phụ
thuộc vào độ cứng của vật liệu phôi. Ở độ cứng 45 ÷ 47HRC, lớp kim loại phôi dính
bám trên toàn bộ vùng trƣợt và vùng chuyển tiếp. Khi độ cứng > 50HRC, vùng
chuyển tiếp gần nhƣ không có kim loại phôi dính bám, chỉ còn lớp dính ở vùng
trƣợt. Lớp vật liệu phôi bám phủ ngoài vùng tiếp xúc tăng mạnh khi độ cứng
>60HRC (Hình 5.2).
Vùng mòn mặt trƣớc dụng cụ PCBN khi tiện cứng thép X12M qua tôi phân biệt
thành ba vùng rõ rệt: vùng dính, vùng trƣợt và vùng chuyển tiếp (Hình 5.3a). Các
vùng mòn này cũng tƣơng ứng với biểu đồ phân bố ứng suất trên mặt trƣớc dụng cụ
(Hình 5.3b) [81].
Từ biểu đồ phân bố ứng suất trên Hình 5.3b có thể thấy, tại vùng mòn dính, dƣới
tác dụng của ứng suất pháp lớn và nhiệt độ cao, vật liệu phôi và dao tạo thành mối
liên kết kim loại bền chặt khiến cho phoi có quá trình dừng ở đây và bị nén lại [67].
Hình 5.2. Hình ảnh mòn mặt trƣớc và mặt sau của dao PCBN khi cắt phôi thép
X12M ở các độ cứng 45÷47 (a,b,c,d); 54÷56 (e,f,g,h) 60÷62 HRC (i,k,l,m).
g)
a)
b) c)
e) f)
i) k)
l)
h)
m)
d)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

65
Hai bề mặt dao-phoi không
tiếp xúc tại các đỉnh nhấp
nhô mà tiếp xúc hoàn toàn
trên toàn bộ diện tích, giữa
hai bề mặt không tồn tại các
vết nứt tế vi. Quá trình trƣợt
sẽ xảy ra trong lòng vật liệu
nào yếu hơn. Ứng suất tiếp 
có giá trị không đổi, không
phụ thuộc vào ứng suất pháp
. Quan hệ của lực ma sát với áp lực pháp tuyến không còn theo quy luật thông
thƣờng [61].
Tuy nhiên, khác với tiện thông thƣờng các vật liệu có độ cứng thấp cho thấy
sự trƣợt ở vùng dính này xảy ra ở bên trong lớp vật liệu phoi, gần với bề mặt tiếp
xúc giữa phoi và dụng cụ. Ở đây, quá trình trƣợt xảy ra bên trong lớp vật liệu dụng
cụ khi không thấy vật liệu phoi dính bám ở vùng này. Cơ chế trƣợt trong điều kiện
tiếp xúc chịu ứng suất lớn nhƣ vậy có thể gắn liền với cơ chế lệch cạnh bởi vì yêu
cầu năng lƣợng ít hơn nhiều so với trƣợt trên toàn bộ bề mặt [81]. Vùng kẹt dính
có bề rộng nhỏ hơn nhiều so với lƣợng
chạy dao cũng là một khác biệt của quá
trình tiện cứng so với tiện thông thƣờng
[94]. Nguyên nhân của hiện tƣợng này
đƣợc cho là do ranh giới của vùng kẹt
dính và vùng trƣợt không phải bắt đầu từ
trung điểm của chiều dài tiếp xúc nhƣ
các tài liệu đã đề cập, mà bắt đầu từ điểm
E nào đó, khi giá trị ứng suất pháp  bắt
đầu nhỏ hơn ứng suất tiếp  (Hình 5.3b).
Quan sát vùng mòn dính có thể thấy rõ các vết biến dạng dẻo với bề mặt nhẵn,
chủ yếu là kim loại nền, không có kim loại phôi dính bám. Mật độ của các hạt CBN
ở vùng này giảm mạnh. Ở độ cứng cao, đôi khi bắt gặp các biến dạng hình sóng
(Hình 5.4).
A CD
B
V
xD'
Chip
Tool
c
c
c
c
E
b)
Vùng
chuyển tiếp
Vùng trƣợt
Vùng dính
a)
Hình 5.3. Các vùng mòn mặt trƣớc dụng cụ PCBN
khi gia công thép X12M, độ cứng 60÷62 HRC (a);
Biến thiên ứng suất trên bề mặt dụng cụ (b) [83].
Hình 5.4. Vết mòn dạng sóng do tác
dụng của các hạt cacbit trong vật liệu
phôi.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

66
Các rãnh dạng sóng là do các hạt cacbit có độ cứng rất cao có trong phôi gây ra,
đặc biệt với thép X12M. Kiểm tra cấu trúc tế vi cho thấy khác với tổ chức của thép
9XC chủ yếu là mactenxit dạng hình kim xen kẽ với các hạt cacbit nhỏ mịn phân bố
đồng đều (Hình 2.2), cấu trúc tế vi của thép X12M chứa nhiều hạt cacbit với kích
thƣớc lớn nằm xen lẫn tổ chức mactenxit trong thép (Hình 2.1). Độ cứng của các hạt
cacbit này đạt tới 658÷713HV tƣơng đƣơng 58,2÷60,6HRC trong khi tổ chức nền
chỉ có độ cứng 512÷545HV tƣơng đƣơng 49,9÷52HRC (Hình 3.4). Điều này lý giải
tính khó gia công của loại vật liệu này ngay cả khi đƣợc mài và nguyên nhân khiến
dụng cụ bị mòn với tốc độ rất nhanh khi gia công thép X12M. Chênh lệch độ cứng
giữa các pha trong vật liệu phôi X12M đã khiến dụng cụ bị mòn không đều, tạo nên
các biến dạng sóng ở lƣỡi cắt dụng cụ. Lý do này càng đƣợc khẳng định khi khoảng
cách các rãnh sóng có chiều rộng xấp xỉ kích thƣớc của các hạt cacbit trong phôi:
~20÷25μm. Nhiệt độ cao làm giảm cơ tính của chất dính kết trong vật liệu dụng cụ
khiến cho liên kết giữa chúng với các hạt PCBN giảm. Dƣới tác dụng của chuyển
động vừa lăn vừa trƣợt của các hạt cacbit, các hạt PCBN dễ dàng bị đẩy bật ra hoặc
bị lún sâu vào chất dính kết tạo nên vùng mòn có bề mặt tƣơng đối nhẵn của chất
nền (Hình 5.4).
Nhƣ vậy, dạng mòn vùng dính có nguyên nhân từ các pha cứng trong cấu trúc tổ
chức tế vi của vật liệu phôi. Tổ chức hạt nhỏ mịn sẽ gây ra vùng mòn bằng phẳng và
đều hơn. Vùng mòn dính sẽ hình thành một bề mặt trƣớc phụ cho dao với góc trƣớc
mới âm lớn hơn góc trƣớc âm ban đầu. Vì đây là vùng dung dịch trơn nguội không
thể tiếp cận nên có thể cải thiện khả năng chống mòn cho dao bằng cách chế tạo dao
với lƣỡi cắt đƣợc vát cạnh có góc âm lớn hơn để tăng độ bền cho dao. Việc lựa chọn
các chế độ nhiệt luyện để tạo thành các pha cacbit với tổ chức nhỏ mịn cũng có thể
cải thiện đƣợc dạng mòn vùng kẹt dính.
Trong vùng trƣợt, kim loại chuyển động với vận tốc rất cao vì ngoài tốc độ cắt
còn có hiện tƣợng trƣợt đàn hồi của các phân tố kim loại do bị nén trong vùng dính.
Hệ số ma sát tuân theo các quy luật ma sát thông thƣờng và bằng hằng số



 .
Kim loại phôi bám nhiều ở vùng trƣợt. Vị trí lớp kim loại dính bám phụ thuộc vào
vận tốc cắt và độ nhớt của pha lỏng tồn tại giữa bề mặt tiếp xúc của phoi và dụng
cụ. Bằng chứng về một pha lỏng tồn tại trên mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ có
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

67
thể thấy rõ qua hình ảnh của vật liệu phôi nóng chảy bắn ra xung quanh vùng tiếp
xúc (Hình 5.2). Có thể thấy khi độ cứng phôi thấp, nhiệt sinh ra không lớn nên pha
lỏng có độ nhớt cao. Do đó, chúng có thể bám lại trên vùng trƣợt thành một lớp phủ
có tác dụng bôi trơn vùng trƣợt và bảo vệ bề mặt dụng cụ. Điều này lý giải hình ảnh
của vết mòn lõm không rõ và kim loại phôi dính bám trên toàn bộ vùng trƣợt khi độ
cứng phôi nhỏ (Hình 5.2a,b,c). Khi độ cứng phôi tăng, độ nhớt của pha lỏng giảm,
kim loại lỏng dễ dàng bị ép bắn ra khỏi bề mặt tiếp xúc và đọng lại ở vùng xung
quanh. Vì vậy vùng chuyển tiếp không có kim loại phôi dính bám và kim loại bám
nhiều ở ngoài vùng tiếp xúc. Độ cứng càng cao vị trí đọng lại trên bề mặt tiếp càng
xa vị trí tiếp xúc chứng tỏ độ nhớt của pha lỏng càng thấp vì vận tốc cắt không đổi.
Có thể thấy, việc pha lỏng tồn tại trên bề mặt tiếp xúc giữa phoi và dụng cụ có khả
năng thể cải thiện khả năng chống mòn cho dụng cụ ở vùng này. Nhƣ vậy, việc
nghiên cứu lựa chọn chế độ cắt thích hợp có thể điều khiển đƣợc độ nhớt của pha
lỏng và cải thiện đƣợc tuổi thọ cho dụng cụ PCBN.
Mòn mặt sau cũng có cùng cơ chế nhƣ mòn mặt trƣớc. Có sự tăng nhẹ của chiều
cao vùng mòn khi tăng độ cứng phôi. Ở độ cứng ≤ 45HRC, chiều cao vết mòn ~100
μm, tăng lên ~ 150 μm khi độ cứng ≥ 60÷62HRC (Hình 5.2).
Thành phần của vật liệu phôi và dao có ảnh hƣởng lớn đến dạng mòn do khuếch
tán và tƣơng tác hóa học của dụng cụ. Các bằng chứng về mòn do khuếch tán và
tƣơng tác hóa học đƣợc thể
hiện qua kết quả phân tích
thành phần các chất trên bề
mặt dao và mặt dƣới của
phoi. Sự xuất hiện của các
nguyên tố có trong cả vật
liệu phôi và dụng cụ nhƣ Fe,
Cr, Mo, Ti… chứng tỏ có sự
khuếch tán của vật liệu từ
dao vào phoi và ngƣợc lại
(Hình 5.5). Mặt khác, ô xy
đƣợc tìm thấy trên toàn bộ
vùng mòn chứng tỏ các
b)
a)
Hình 5.5. Phân tích EDX các chất trên bề mặt
dụng cụ(a) vùng kẹt dính, (b) vùng trƣợt.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

68
nguyên tố kết hợp với ô xy ngay từ vùng dính dƣới tác dụng của nhiệt độ và áp suất
cao. Tƣơng tác hóa học đã tạo ra các hợp chất có nhiệt độ nóng chảy thấp hơn nhiệt
độ nóng chảy của kim loại nguyên gốc, ví dụ F2B có nhiệt độ nóng chảy khoảng
14500
K, B2O3 có nhiệt độ nóng chảy 7230
K khiến cho kim loại vùng tiếp xúc dễ
dàng chuyển thành pha lỏng nhƣ kết luận ở trên.
Nhiệt độ vùng cắt cao là nguyên nhân và xúc tác của các quá trình mòn nhƣ
biến dạng dẻo, dính, khuếch tán và tƣơng tác hóa học. Khi nhiệt độ quá lớn, vật liệu
dụng cụ sẽ xuất hiện các nứt mỏi do nhiệt dẫn đến vỡ vụn lƣỡi cắt (Hình 5.2g).
Khi dụng cụ bị mòn đến một giá trị nhất định làm tăng diện tích tiếp xúc giữa
dao và phôi khiến ma sát sinh ra lớn, nhiệt độ tăng cao dẫn đến hiện tƣợng phá hủy
lƣỡi cắt dƣới tác dụng của nhiệt độ.
5.1.2. Ảnh hƣởng của chế độ cắt đến mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN
Khảo sát mặt sau các mảnh dao PCBN khi gia công thép 9XC độ cứng 57HRC
ở ba chế độ cắt khác nhau tƣơng ứng với vận tốc cắt v=140 m/p; 160m/p và 180
m/p cho thấy, mòn mặt sau luôn tồn tại từ lƣỡi cắt chính với chiều cao hs tăng dần
từ phía mũi dao đến cuối chiều dài cắt trên lƣỡi cắt chính, chiều cao mòn đều đạt
hsmax0,1 mm mặc dù thời gian cắt khác nhau nhiều. Cấu trúc của bề mặt mòn này
bao gồm lớp dính của vật liệu gia công trên bề mặt và các vết cào xƣớc. Các rãnh
mòn có chiều sâu lớn khi tăng vận tốc cắt (Hình 5.6).
(e) (f)
(c)(b)
(d)
(a)
(e)
Hình 5.6. Ảnh vùng mòn mặt sau của mảnh dao PCBN cắt với vận tốc cắt (a)
v1=180 m/p sau 7,69 phút; (b) v2=160 m/p sau 12,36 phút; (c) v3=140 m/p sau
19,72 phút; Ảnh phóng to vùng mòn mặt sau trên lƣỡi cắt chính (d,e,f).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

69
Khi cắt với vận tốc cắt 180 m/p, sau 7,69 phút, trên mặt sau xuất hiện hai vùng
vật liệu dụng cụ bị phồng rộp phía dƣới lƣỡi cắt chính và phụ nhƣng vùng phồng
rộp dƣới lƣỡi cắt phụ lớn hơn và gần mũi dao hơn (Hình 5.6a).
Khi giảm vận tốc cắt xuống 160 m/p, sau 12,36 phút, trên mặt sau chỉ xuất hiện
một vùng bị “phồng” ở phía dƣới lƣỡi cắt phụ (Hình 5.6b). Tiếp tục giảm vận tốc
cắt tới 140 m/p, sau 19,72 phút, mặt sau chỉ tồn tại vùng dính vật liệu gia công
(Hình 5.6c).
Kết quả phân tích vùng
“phồng” dƣới lƣỡi cắt phụ cho
thấy vật liệu dụng cụ trong vùng
này bị “phồng” lên từng mảng và
lần lƣợt bong ra khỏi mặt sau tạo
thành những hốc rộng và nông
trên bề mặt này (Hình 5.6e). So
sánh hình ảnh cấu trúc bề mặt
nguyên thủy của mảnh dao
PCBN và cấu trúc bề mặt của mảnh dao PCBN trên vùng phồng rộp cho thấy, mật
độ các hạt PCBN trên vùng phồng rộp cao hơn rất nhiều so với mật độ PCBN trên
bề mặt nguyên thủy (Hình 5.7).
Hình ảnh vùng lƣỡi cắt phụ trên mặt trƣớc khi gia công sau 12,36 phút cắt ở vận
tốc cắt 160 m/p cho thấy vùng lƣỡi cắt phụ dƣới mũi dao bị phá hủy (Hình 5.8). Cơ
chế phá hủy của vùng này là sự vỡ ra từng mảng vật liệu dụng cụ dƣới tác dụng của
lực cắt trong các mặt phẳng
gần vuông góc với mặt trƣớc
(Hình 5.8b). Quá trình phá
hủy bộ phận lƣỡi cắt phụ phát
triển dần đến mũi dao và làm
tăng nhám bề mặt gia công.
Có thể thấy, cơ chế mòn
mặt sau trên lƣỡi cắt chính là
do tƣơng tác giữa lớp dính
(b)(a)
Hình 5.7. Cấu trúc tế vi tổ chức vật liệu vùng
phồng rộp dƣới lƣỡi cắt phụ (a) và vùng vật
liệu nguyên thủy của dụng cụ PCBN (b).
Hình 5.8. a) Ảnh vùng mòn mặt trƣớc mảnh
PCBN (khi cắt ở vận tốc cắt 160 m/p sau 12,36
phút); (b) Ảnh phóng to thể hiện cơ chế phá hủy
lƣỡi cắt phụ.
(a) (b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

70
của vật liệu gia công trên mặt sau dụng cụ với chất dính kết của vật liệu dụng cụ
làm các hạt CBN bị tách ra khỏi bề mặt sau của dao tạo nên nguồn hạt mài mòn gây
cào xƣớc bề mặt sau (Hình 5.6d). Các hạt cacbit (FeCr)3C với mật độ cao và đƣờng
kính xấp xỉ 3m trong thép 9XC cũng là một nguyên nhân gây ra mòn do cào xƣớc
trên mặt sau. Mòn mặt sau từ lƣỡi cắt chính xảy ra liên tục với tốc độ chậm. Tốc độ
mòn và chiều cao mòn hs tăng khi tăng vận tốc cắt. Khi giảm vận tốc cắt từ 180 m/p
xuống 140 m/p thời gian để mòn đạt tới giá trị hsmax tăng lên 2,5 lần.
Mòn mặt sau trên vùng phía dƣới lƣỡi cắt chính và phụ khi cắt với vận tốc 180
m/p và chỉ dƣới lƣỡi cắt phụ khi cắt với vận tốc 160 m/p là nguyên nhân chủ yếu
gây phá hủy lƣỡi cắt phụ, dẫn tới phá hủy mũi dao. Mòn ở vùng này xảy ra với tốc
độ cao do vật liệu của dao trên mặt sau bị bong ra từng mảng làm yếu vùng dƣới
lƣỡi cắt, đặc biệt là vùng dƣới lƣỡi cắt phụ. Có thể thấy rõ cơ chế mòn này liên quan
đến nhiệt độ phát triển trên mặt sau vì khi giảm vận tốc cắt từ 180m/p xuống
160m/p (tức là giảm nhiệt cắt) mòn dạng này chỉ còn tồn tại dƣới lƣỡi cắt phụ
nhƣng phát triển chậm hơn (sau 12,36 phút so với 7,69 phút) và gây phá hủy lƣỡi
cắt phụ nhƣ trên Hình 5.6a,b. Khi giảm vận tốc cắt tới 140 m/p, sau 19,72 phút cắt,
cơ chế mòn dính là nổi trội khi hình ảnh vùng mòn mặt sau cho thấy chủ yếu là vật
liệu gia công bám thành lớp và sau đó bong ra từng mảng để lộ các mảng vật liệu
dụng cụ bên dƣới (Hình 5.6f). Giảm vận tốc cắt là giảm nhiệt độ phát triển trên
vùng mặt sau dẫn đến thay đổi cơ chế mòn từ mòn do ảnh hƣởng của nhiệt sang
mòn do dính.
Phân tích hình ảnh vùng phồng rộp trên Hình 5.6e có thể giải thích bản chất
hình thành vùng “phồng rộp” và sự bong ra các mảnh vật liệu dụng cụ do hai
nguyên nhân. Thứ nhất, do khả năng dẫn nhiệt kém của vật liệu mảnh dao (PCBN
và chất dính kết), vùng nhiệt độ cao xuất hiện trên mặt sau sẽ gây nên giãn nở
không đồng đều so với vật liệu bên trong tạo nên vùng “phồng” làm yếu liên kết
vùng đó với các lớp bên trong. Thứ hai, nhiệt độ cao thúc đẩy quá trình ôxy hóa
chất dính kết của vật liệu dụng cụ trên bề mặt vùng “phồng” làm các hạt CBN dễ bị
bật ra khỏi vùng này và ôxy hóa sâu vào các lớp bên trong (Hình 5.7). Sau đó, từng
mảng vật liệu dụng cụ bị bong ra dƣới tác dụng của lực ma sát trên mặt sau. Đây là
kết quả nghiên cứu mới so với các nghiên cứu trƣớc đây về cơ chế mòn dụng cụ khi
tiện cứng.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

71
Hiện tƣợng mòn mặt sau dƣới
lƣỡi cắt phụ diễn ra nhanh hơn và
rộng hơn có thể đƣợc giải thích
dựa vào đặc trƣng hình học của
dụng cụ PCBN và quá trình tiện
cứng chính xác. Với mũi dụng cụ
đƣợc vê tròn có bán kính r=0,2 
1,2mm và chiều sâu cắt thông
thƣờng từ t=0,05 0,25mm, lƣợng
chạy dao s=0,05 0,2mm/v, toàn bộ quá trình cắt chỉ diễn ra tại vùng bán kính mũi
dụng cụ. Các đặc trƣng hình học này đã tạo nên một góc thoát nhiệt K2 tại vùng lƣỡi
cắt phụ nhỏ hơn góc thoát nhiệt ở vùng lƣỡi cắt chính K1 và làm cho nhiệt độ tại
đây tăng cao, là nguyên nhân khiến cho quá trình mòn mặt sau bên dƣới lƣỡi cắt
phụ diễn ra khốc liệt hơn vùng bên dƣới lƣỡi cắt chính (Hình 5.9).
Từ kết quả nghiên cứu trên có thể thấy rằng vùng mặt sau dƣới lƣỡi cắt phụ là
vùng chịu ảnh hƣởng nặng nề nhất của mòn kể cả mòn do nhiệt và mòn do dính khi
vận tốc cắt thay đổi từ 140 m/p đến 180 m/p. Sự phát triển của mòn ở vùng này là
nguyên nhân làm tăng nhanh nhám bề mặt chi tiết gia công, dẫn đến phá hủy lƣỡi
cắt phụ và mũi dao. Vì đây là vùng dung dịch trơn nguội có thể tiếp cận nên sử
dụng dung dịch trơn nguội sẽ làm giảm vùng mòn này.
5.1.3. Biến thiên chiều cao mòn dụng cụ PCBN theo chiều dài cắt khi tiện thép
hợp kim qua tôi
Nghiên cứu quá
trình tiến triển mòn mặt
sau mảnh dao PCBN
theo chiều dài cắt đƣợc
thực hiện trên hai loại
thép 9XC và X12M.
Quan sát các mảnh
dao PCBN nhận đƣợc
sau khi tiện với chiều
dài cắt khác nhau trên
K1
f
aP K2
K1
K2
rc
Hình 5.9. Góc thoát nhiệt trên mặt sau dƣới
lƣỡi cắt chính và phụ.
Hình 5.10. Ảnh SEM vùng mòn mặt sau mảnh PCBN
khi tiện cứng thép 9XC với t=0,12mm; s=0,1mm/v;
v=140m/p (a-d); v=180m/p (e-h); chiều dài cắt tƣơng
ứng l1=510; 1020; 1530; 2551m (e-h).
a)
e)
b) c) d)
f) g) h)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

72
kính hiển vi điện tử có thể
thấy rõ quá trình tiến triển
chiều cao mòn mặt sau
nhƣ trên Hình 5.10 và
Hình 5.11. Ảnh vùng mòn
mặt sau cho thấy, chiều
cao mòn phát triển nhanh
hơn khi vận tốc tăng. Cùng
chiều dài cắt l=2551m,
chiều cao mòn đạt
hs400m ở tốc độ cắt
v=140m/ph và hs600m
ở tốc độ v=180m/ph (Hình
5.10). Tốc độ phát triên chiều cao mòn khi tiện thép X12M lớn hơn nhiều so với khi
tiện thép 9XC ở cùng điều kiện cắt. Với chiều dài cắt L=1794m, chiều cao mòn
hs75m với thép 9XC và hs255m với X12M (Hình 5.11).
Đồ thị biến thiên chiều cao mòn mặt sau theo chiều dài cắt đƣợc thể hiện nhƣ
trên Hình 5.12. Từ đồ thị cho thấy, đƣờng cong mòn của mảnh PCBN khi tiện thép
hợp kim qua tôi cũng tuân theo quy luật mòn thông thƣờng gồm ba giai đoạn: giai
đoạn chạy rà, giai đoạn mòn ổn định và giai đoạn mòn khốc liệt. Trong dải vận tốc
cắt v=110180m/p, tốc độ mòn ổn định gần nhƣ không đổi: sdh
dL
 0,0220,032m/m
(Hình 5.12a). Tuy nhiên, giai đoạn mòn ổn định ngắn hơn ở vận tốc v=140180m/p,
chỉ kéo dài trong khoảng 2000m chiều dài cắt. Khi vận tốc cắt giảm xuống
Hình 5.11. Ảnh SEM vùng mòn mặt sau mảnh PCBN
khi tiện thép 9XC (trên) và thép X12M (dƣới) ở chế
độ cắt v=110m/p; t=0,115; s=0,07mm/v lần lƣợt ứng
với chiều dài cắt l=448,6; 897,1; 1345,7; 1794,3m.
a)
f)
d)c)b)
e) h)g)
Bien thien chieu cao mon mat sau theo chieu
dai cat cua manh PCBN khi tien thep hop kim
0
50
100
150
200
250
300
0 500 1000 1500 2000
Chieu dai cat (m)
Chieucaomonmatsau
(micromet)
thep 9XC
thep X12M
Bien thien chieu cao mon mat sau theo chieu dai
cat cua dao PCBN khi tien thep 9XC
0
100
200
300
400
500
600
700
0 1000 2000 3000
Chieu dai cat (m)
Chieucaomonmatsauhs
(micromet)
v=180m/p
v=140m/p
v=110m/p
Hình 5.12. Đồ thị biến thiên chiều cao mòn mặt sau theo chiều dài cắt của mảnh
PCBN khi tiện thép 9XC(a) ; So sánh giữa hai loại thép 9XC và X12M (b).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

73
v=110m/p, giai đoạn mòn ổn định tăng, đến 2551m chiều dài cắt vẫn chƣa xuất hiện
mòn khốc liệt. Tốc độ mòn khốc liệt ở vận tốc 180m/p diễn ra dữ dội hơn: khoảng
0,98m/m so với 0,05m/m ở vận tốc v=140m/ph. Chiều cao mòn tăng từ 100m
đến 600m ở vận tốc v=180m/p so với 400m ở vận tốc v=140m/p trong khoảng
500m chiều dài cắt (Hình 5.12a).
So sánh giữa biến thiên chiều cao mòn khi tiện thép 9XC và thép X12M thể
hiện trên đồ thị Hình 5.12b cho thấy, tốc độ mòn của thép X12M lớn hơn nhiều so
với thép 9XC. Cùng chiều dài cắt l=1794m, chiều cao mòn tƣơng ứng khi tiện thép
9XC là 75m, đối với thép X12M là 250m, lớn gấp hơn ba lần. Tốc độ mòn trung
bình của thép 9XC sdh
dL
 0,025m/m; của thép X12M sdh
dL
 0,111m/m.
5.2. Chất lƣợng bề mặt gia công khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN
5.2.1. Nhám bề mặt gia công
Nghiên cứu nhám bề mặt gia công khi tiện thép hợp
kim qua tôi bằng dao PCBN đƣợc tiến hành trên phôi
thép 9XC và X12M, độ cứng 57HRC ở chế độ cắt
v=110m; s=0,07mm/vg; t=0,115mm. Nhám bề mặt gia
công đƣợc đo bằng thiết bị đo nhám cầm tay Mitutoyo
SI-201 - Nhật bản (Hình 5.13).
Biến thiên nhám bề mặt theo
chiều dài cắt đƣợc biểu diễn nhƣ
đồ thị trên Hình 5.14.
Đồ thị cho thấy, nhám bề mặt gia
công nhận đƣợc khi tiện cứng
chính xác thép hợp kim bằng
dụng cụ PCBN có trị số khá nhỏ:
Ra=0,571,07m tƣơng đƣơng
độ nhám cấp 78 khi tiện thép
9XC và Ra=0,791,38m tƣơng
đƣơng độ nhám cấp 67 khi tiện
thép X12M.
Hình 5.13. Thiết bị đo
nhám Mitutoyo SI-201.
Hình 5.14. Biến thiên nhám bề mặt theo chiều
dài cắt khi tiện thép 9XC và X12M độ cứng
57HRC bằng dao PCBN với v=110m/p;
s=0,07mm/v; t=0,115mm.
Bien thien nham be mat theo chieu dai cat khi tien
thep hop kim qua toi bang dao PCBN
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
Chieu dai cat L (met)
NhambematRa(mircromet)
thep 9XC
thep X12M
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

74
Trong khoảng 4000m chiều dài cắt đầu tiên, nhám bề mặt gia công khi tiện thép
9XC có xu hƣớng giảm dần và sau đó tăng dần trong khoảng 40006000m chiều
dài cắt. Nhám bề mặt gia công khi tiện thép X12M không có giai đoạn giảm, trị số
độ nhám khá ổn định, dao động và tăng nhẹ trong dải trên 6000m chiều dài cắt.
Nghiên cứu cho thấy độ cứng vật liệu gia công cũng ảnh hƣởng đến nhám bề
mặt chi tiết khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN. Quan hệ phụ thuộc của
nhám bề mặt vào độ cứng của vật liệu gia công đƣợc biểu diễn nhƣ trên Hình 5.15.
Đồ thị cho thấy, khi độ cứng
thấp, nhám bề mặt hầu nhƣ
không phụ thuộc vào độ cứng
phôi (điểm A và đƣờng c). Khi
độ cứng phôi tăng, nhám bề mặt
tăng. Tốc độ tăng của nhám bề
mặt ngoài phụ thuộc vào độ
cứng phôi còn phụ thuộc mạnh
mẽ vào chiều dài gia công do
ảnh hƣởng của mòn dao. Chiều
dài gia công càng lớn và độ cứng
phôi càng cao, tốc độ tăng của
nhám bề mặt càng nhanh. Khi độ
cứng phôi tăng từ 45÷47HRC lên 60÷62HRC, nhám bề mặt tăng 4%, 76%, 166%
tƣơng ứng với chiều dài cắt L=250; 500;750mm.
5.2.2. Luồng vật liệu biến dạng dẻo và lớp biến cứng bề mặt gia công
Hiện tƣợng xuất hiện các luồng vật liệu biến dạng dẻo trên bề mặt gia công là
một yếu tố quan trọng ảnh hƣởng đến chất lƣợng bề mặt trong quá trình tiện cứng.
Các luồng vật liệu biến dạng này đƣợc cho là vật liệu phôi dịch chuyển theo hƣớng
ngƣợc với hƣớng tiến dao và tạo thành các ba via theo vết của lƣợng chạy dao. Lớp
vật liệu biến dạng dẻo là một nguyên nhân làm giảm chất lƣợng bề mặt, ngay cả khi
nhám bề mặt vẫn nằm trong phạm vi cho phép. Do có độ cứng và khả năng mài
mòn cao nên chúng sẽ làm mòn mọi bề mặt tiếp xúc [43].
Bien thien nham be mat theo do cung phoi
khi tien thep X12M bang dung cu PCBN
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
45-47 55-57 60-62
Do cung phoi (HRC)
Nhambemat(Micromet)
L=425m
L=850m
L=1270m
Hình 5.15. Đồ thị biến thiên nhám bề mặt theo
độ cứng khi tiện thép X12M chế độ cắt
v=110m/p; s=0,12mm/v; t=0,15mm.
A
a
b
c
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

75
Nghiên cứu ảnh chụp topography bề mặt gia công khi tiện thép X12M ở các độ
cứng khác nhau trên
Hình 5.16 cho thấy: tại
các khoảng cách tƣơng
ứng với lƣợng chạy dao,
xuất hiện các luồng kim
loại biến dạng dẻo. Mặc
dù các luồng kim loại
biến dạng dẻo giảm khi
độ cứng vật liệu phôi
tăng nhƣng giá trị nhám
bề mặt vẫn tăng (Hình
5.15). Sở dĩ nhƣ vậy là
vì ứng với giá trị nhám
bề mặt khảo sát tƣơng đƣơng cấp 78, chiều dài chuẩn bằng 0,8mm, vết của lƣợng
chạy dao sẽ tạo thành các nhấp nhô chủ yếu nên có ảnh hƣởng quyết định đến nhám
bề mặt chi tiết. Tuy nhiên, ngoài các vùng có vết nhấp nhô do lƣợng chạy dao gây
ra, bề mặt gia công tƣơng đối bằng phẳng với các nhấp nhô nhỏ hơn đƣợc cho là tạo
thành từ các rãnh mòn của dụng cụ (Hình 5.16a,c,e). Bề rộng vùng bằng phẳng lớn
là nguyên nhân nhám bề mặt có giá trị nhỏ ở dải độ cứng <50HRC mặc dù xuất hiện
các vết biến dạng dẻo rất mạnh của kim loại trên bề mặt gia công. Khi độ cứng tăng,
các luồng vật liệu bị biến dạng dẻo giảm nhƣng giá trị nhám bề mặt vẫn tăng do tỉ lệ
bề rộng vùng nhấp nhô trong một bƣớc tiến dao tăng: chiếm 20% ở độ cứng
<50HRC nhƣng tăng lên ~50% khi độ cứng phôi >60HRC.
Quan sát mẫu gốc phoi từ Hình 2.8 có thể thấy các vết biến dạng dẻo trên bề
mặt gia công chủ yếu hình thành từ quá trình tạo phoi ở vùng biến dạng vết thứ nhất
và quá trình ma sát giữa mặt sau của dụng cụ với bề mặt gia công. Nhƣ vậy các
luồng vật liệu biến dạng trên bề mặt gia công có liên quan trực tiếp đến cơ chế hình
thành phoi và quá trình mòn mặt sau của dụng cụ. Dƣới tác dụng của nhiệt độ và
ứng suất cao, vật liệu gia công trong vùng cắt bị chảy dẻo hoàn toàn. Một phần vật
liệu chảy dẻo bị đẩy ép dịch chuyển theo phƣơng vuông góc với phƣơng chuyển
động thông thƣờng của dòng phoi, bám vào bề mặt gia công tạo thành các ba via gồ
Hình 5.16. Ảnh chụp topography bề mặt khi tiện thép
X12M ứng với độ cứng phôi khác nhau: 45 HRC (a,b);
56 HRC (c,d); 62 HRC (e,f).
d) f)b)
e
)
c)
Vùng vết lƣợng
chạy dao
Vùng bằng
phẳng
a)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

76
ghề dọc theo vết của lƣợng chạy dao. Các nhấp nhô hình thành ở giữa các vết chạy
dao là sự in dập của các rãnh mòn mặt sau dụng cụ lên bề mặt vật liệu chảy dẻo.
Chiều cao các nhấp nhô tăng khi dụng cụ bị mòn.
Ảnh chụp topography bề
mặt khi tiện thép 9XC độ
cứng 52HRC ứng với các
vận tốc khác nhau trên Hình
5.17 cho thấy, vận tốc càng
cao, luồng vật liệu biến dạng
dẻo xuất hiện càng nhiều.
Vận tốc cắt cao đi cùng tốc
độ biến dạng lớn dẫn đến
nhiệt độ cao khiến vật liệu bị
chảy dẻo nhiều hơn. Dƣới
tác dụng của áp suất cục bộ, một phần vật liệu chảy dẻo bị đẩy ép ra khỏi bề mặt
tiếp xúc giữa dao, phôi và dụng cụ theo hƣớng ngƣợc với hƣớng tiến dao và bám
vào bề mặt gia công.
Hiện tƣợng các luồng vật liệu biến dạng dẻo giảm khi độ cứng phôi tăng có liên
quan đến sự thay đổi về cơ chế hình thành phoi. Từ phoi liền chuyển thành phoi
răng cƣa ở dải độ cứng 50÷55HRC với yêu cầu năng lƣợng cắt giảm bởi lực cắt
giảm (Hình 3.6). Chiều
rộng vùng luồng biến dạng
dẻo tăng khi tăng độ cứng
là do sự gia tăng tốc độ
mòn dao khi độ cứng phôi
tăng làm tăng diện tích tiếp
xúc của bề mặt gia công
với mặt sau của dao.
Ngoài việc hình thành
các luồng vật liệu chảy dẻo,
bề mặt gia công khi tiện
Hình 5.17. Ảnh chụp topgraphy bề mặt khi tiện thép
9XC độ cứng 52HRC ứng với các vận tốc
50m/p(a,b) 100m/p(c,d); 150m/p(e-f).
a)
d)
c) e)
b) f)
Hình 5.18. Kiểm tra độ cứng tế vi lớp bề mặt gia
công khi tiện thép 9XC và X12M ở các độ cứng khác
nhau: 45HRC(a,d); 57HRC(b,e); 62HRC(c,f).
a) b) c)
d) e) f)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

77
thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN cũng bị thay đổi về cơ tính. Kiểm tra độ cứng
tế vi lớp bề mặt gia công cho thấy, lớp bề mặt nhận đƣợc sau gia công có độ cứng
cao hơn độ cứng lớp vật liệu nguyên thủy: tăng 720% đối với thép X12M và tăng
0,615% đối với thép 9XC. Tuy nhiên, lớp sâu hơn bên dƣới bề mặt lại có sự giảm
nhẹ độ cứng: giảm 0,35% ở chiều sâu 70m đối với 9XC và 1,57% đối ở chiều
sâu 170m với X12M (Hình 5.18).
Đồ thị biểu diễn sự thay đổi độ cứng tế vi theo chiều sâu lớp bề mặt khi tiện
thép 9XC và X12M tƣơng ứng với các độ cứng khác nhau nhƣ trên Hình 5.19. Có
sự tăng độ cứng ở lớp bề mặt và giảm nhẹ độ cứng ở lớp sâu hơn, sát lớp bề mặt so
với độ cứng của kim loại nguyên thủy. Hiện tƣợng này cũng tƣơng tự kết quả trong
nghiên cứu của Schwach [80] khi phát hiện các lớp bên dƣới bề mặt gia công nhận
đƣợc khi tiện cứng bao gồm lớp trắng, nơi nhiệt độ vƣợt quá nhiệt độ austenite hóa,
tổ chức tế vi bao gồm mactenxit xen lẫn austenit dƣ, có độ cứng tăng 30% so với
vật liệu nguyên thủy và lớp sẫm màu, nơi nhiệt độ vƣợt qua nhiệt độ tôi của vật liệu,
có độ cứng giảm khoảng 60% so với độ cứng vật liệu nguyên thủy mặc dù có sự
khác biệt về giá trị thay đổi độ cứng và chiều sâu các lớp.
Kiểm tra cấu trúc tế vi lớp bề mặt gia công của thép 9XC và X12M, độ cứng
57HRC ứng với chiều dài cắt khác nhau cho thấy, cấu trúc tế vi bề mặt gia công hầu
nhƣ không thay đổi so với cấu trúc kim loại nguyên thủy (Hình 5.20). Riêng bề mặt
thép X12M ở chiều dài cắt L=2803m, bề mặt xuất hiện lớp trắng nhẹ (Hình 5.20g).
Bien thien do cung lop be mat
khi tien cưng thep 9XC
400
450
500
550
600
650
700
750
0 100 200 300 400 500
Chieu sau lop be mat (micromet)
DocungVickers(HV)
60HRC
55HRC
45HRC
Bien thien do cung lop be mat
khi tien cung thep X12M
400
450
500
550
600
650
700
750
0 100 200 300 400 500
Chieu sau lop be mat (micromet)
DocungVickers(HV)
60HRC
55HRC
50HRC
Hình 5.19. Biến thiên độ cứng của lớp bề mặt gia công nhận đƣợc khi tiện thép
9XC(a) và X12M(b) ở các độ cứng khác nhau.
a) b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

78
Các mẫu kiểm tra tƣơng
ứng với chế độ cắt khác
nhau cũng cho kết quả
tƣơng tự. Tổ chức kim loại
của bề mặt gia công không
có thay đổi đáng kể,
không thấy xuất hiện lớp
biến trắng hoặc lớp sẫm
màu. Kết quả này cũng
phù hợp với các nghiên
cứu trƣớc đó khi cho rằng
lớp biến trắng, đặc trƣng cho sự thay đổi về cấu trúc tế vi khi vật liệu bị nóng chảy
và kết tinh lại chỉ xuất hiện trong trƣờng hợp dụng cụ bị mòn [80].
Nghiên cứu về mòn và đặc tính bề mặt gia công khi tiện thép hợp kim qua tôi
bằng dao PCBN cho các kết luận sau:
- Mòn dụng cụ PCBN đƣợc gây ra bởi nhiều cơ chế kết hợp nhƣ dính, mài mòn,
khuếch tán, tƣơng tác hóa học và phá hủy vì nhiệt.
- Vật liệu gia công và chế độ cắt có ảnh hƣởng lớn tới mòn và cơ chế mòn dụng
cụ PCBN. Khi độ cứng và vận tốc cắt nhỏ, cơ chế mòn do dính chiếm ƣu thế. Khi
độ cứng tăng cơ chế mòn do mài mòn chiếm ƣu thế. Khi vận tốc cắt tăng, mòn do
tác động của nhiệt cắt là nguyên nhân chủ yếu gây mòn hỏng dụng cụ PCBN.
- Đƣờng cong mòn của vật liệu PCBN cũng tuân theo quy luật mòn thông
thƣờng. Giai đoạn mòn ổn định giảm khi vận tốc cắt tăng. Chiều cao mòn của dụng
cụ PCBN khi cắt vật liệu X12M lớn gấp hơn 3 lần so với khi cắt thép 9XC ở cùng
điều kiện.
- Tƣơng tác của các nguyên tố có trong vật liệu dụng cụ với ô xy trong không
khí ở vùng tiếp xúc đã tạo ra các hợp chất mới có cơ tính và nhiệt độ nóng chảy
thấp tạo điều kiện xuất hiện pha lỏng trên bề mặt tiếp xúc giữa dụng cụ với phoi và
phôi. Tính chất của pha lỏng phụ thuộc vào vật liệu gia công, vật liệu dụng cụ, điều
kiện cắt và có ảnh hƣởng trực tiếp đến tốc độ mòn dụng cụ.
a) b) c) d)
e) h)g)f)
Hình 5.20. Cấu trúc tế vi lớp bề mặt gia công khi
tiện thép 9XC(a-d) và X12M(e-h) độ cứng 57HRC ở
cùng chế độ cắt ứng với chiều dài cắt khác nhau và
bề mặt chƣa gia công (d,h).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

79
- Có thể làm giảm dạng mòn dính và mài mòn bằng các biện pháp nhiệt luyện tạo
ra cấu trúc tế vi nhỏ mịn và lựa chọn các thông số cắt thích hợp. Sử dụng các biện
pháp bôi trơn và làm nguội sẽ hạn chế đƣợc dạng mòn mặt sau dƣới lƣỡi cắt phụ.
- Nhám bề mặt gia công nhận đƣợc có trị số khá nhỏ, tƣơng đƣơng độ nhám
cấp 78. Cùng điều kiện cắt nhƣ nhau, nhám bề mặt nhận đƣợc khi gia công thép
9XC nhỏ hơn khi gia công thép X12M. Nhám bề mặt tăng khi độ cứng vật liệu gia
công tăng.
- Bề mặt gia công nhận đƣợc có các luồng vật liệu biến dạng dẻo dọc theo vết
lƣợng chạy dao. Sự xuất hiện các luồng vật liệu biến dạng dẻo giảm khi độ cứng vật
liệu gia công tăng và tăng khi tăng vận tốc cắt.
- Có sự thay đổi về độ cứng tế vi của bề mặt gia công. Độ cứng tăng ở lớp bề
mặt và độ cứng giảm nhẹ ở bên dƣới lớp bề mặt, so với độ cứng vật liệu ban đầu.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

80
Chƣơng 6
TỐI ƢU HÓA ĐA MỤC TIÊU CHẾ ĐỘ CẮT
6.1. Xây dựng mô hình toán
Việc mô hình hóa mối quan hệ của các thông số đầu vào và đầu ra là một bƣớc
cơ bản của quá trình tối ƣu. Mô hình quan hệ của các thông số đầu vào và đầu ra
đƣợc xem nhƣ là sự đặc trƣng tóm lƣợc về mối quan hệ nguyên nhân và kết quả
hoặc sự chuyển đổi quá trình từ đầu vào đến đầu ra. Kỹ thuật tối ƣu cung cấp các
giải pháp tối ƣu hoặc gần tối ƣu cho các bài toán tối ƣu tổng quát, đƣợc công thức
hóa và sau đó đƣợc thực hiện trong quá trình gia công [40]. Việc tối ƣu hóa các
thông số cắt trong gia công đòi hỏi các kiến thức về nhiều khía cạnh nhƣ: quá trình
gia công, các phƣơng trình thực nghiệm liên quan đến chỉ tiêu gia công: tuổi thọ
dụng cụ, lực cắt, công tiêu thụ, nhám bề mặt... để xây dựng các ràng buộc, các đặc
trƣng kỹ thuật của máy gia công, cách phát triển một tiêu chuẩn tối ƣu có hiệu quả
đồng thời cũng cần các kiến thức về toán học và kỹ thuật số tối ƣu [85].
Trong các thủ tục tối ƣu, yếu tố đầu ra quan trọng chính đƣợc gọi là mục tiêu tối
ƣu hoặc tiêu chuẩn tối ƣu. Tiêu chuẩn tối ƣu đƣợc sử dụng nhiều nhất trong gia
công là chi phí gia công. Ngoài ra, thời gian gia công, tốc độ bóc vật liệu, tuổi thọ
dụng cụ, chất lƣợng bề mặt... cũng đƣợc sử dụng. Trong gia công tinh nhƣ tiện
cứng, chỉ tiêu về chất lƣợng bề mặt đóng vai trò quan trọng. Ngoài ra, tuổi thọ dụng
cụ cũng đặc trƣng cho chi phí gia công khi giá thành dụng cụ CBN cao và ảnh
hƣởng trực tiếp tới chất lƣợng bề mặt. Tuy nhiên, việc tối ƣu đơn mục tiêu chỉ có
giá trị giới hạn bởi vì bản chất phức tạp của quá trình gia công đòi hỏi các mục tiêu
khác nhau và đối kháng phải đƣợc tối ƣu hóa đồng thời [75]
Các mô hình của quá trình cắt có thể đƣợc xây dựng bằng phƣơng pháp phân tích,
phƣơng pháp số và phƣơng pháp thực nghiệm. Trong phƣơng pháp phân tích, mô
hình đƣợc xây dựng dựa trên các định luật vật lý cơ bản nhƣ mô hình lực cắt của
Merchant, mô hình tính góc mặt phẳng trƣợt của Oxley… Phƣơng pháp thực nghiệm
xây dựng mô hình dựa trên các đo đạc thực nghiệm, điển hình là mô hình xác định
tuổi thọ dụng cụ của Taylor. Phƣơng pháp phân tích số xây dựng mô hình dựa trên
toán học ứng dụng kết hợp với máy tính thông qua các thuật toán và chƣơng trình
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

81
nhƣ phƣơng pháp phần tử hữu hạn, phƣơng pháp sai phân hữu hạn, các phƣơng pháp
mô hình trí tuệ nhân tạo nhƣ: mạng nơron nhân tạo, lý thuyết logic mờ…
Các mô hình thực nghiệm đƣợc xây dựng dựa trên các dữ liệu thí nghiệm thu
đƣợc trong một điều kiện cụ thể nên mặc dù đôi khi không đúng khi áp dụng cho
các điều kiện tƣơng tự khác nhƣng chúng cho phép nghiên cứu một dải rộng các vấn
đề phức tạp một cách nhanh chóng và cực kỳ hữu dụng khi cho phép sử dụng kết
quả dễ dàng và thuận tiện. Có thể coi các kết quả nhận đƣợc từ mô hình thực
nghiệm là điểm khởi phát của quá trình điều khiển để ngƣời sử dụng có thể chắc
chắn không có sai hỏng nghiêm trọng nào xảy ra và là cơ sở vững chắc để kiểm
chứng hoặc cải tiến cho mô hình phân tích lý thuyết [94]. Mức độ chính xác của mô
hình còn phụ thuộc vào nhiều yếu tố khi lựa chọn các thông số đầu vào cho mô hình
cũng nhƣ cách xử lý các dữ liệu. Ngay cả việc xây dựng một mô hình phân tích có
xét đến đầy đủ các nhân tố ảnh hƣởng cũng rất phức tạp, ít tính ứng dụng và thƣờng
là điều không thể thực hiện đƣợc. Cần phải sàng lọc lựa chọn các nhân tố quyết
định để xây dựng một mô hình có đủ độ chính xác cần thiết.
Các nghiên cứu đã có cho thấy trong gia công, các yếu số ảnh hƣởng lớn nhất
tới chất lƣợng bề mặt và tuổi thọ dụng cụ là các thông số chế độ cắt bao gồm vận
tốc cắt v, chiều sâu cắt t và lƣợng chạy dao s. Quan hệ phụ thuộc của hàm mục tiêu
vào các thông số này là quan hệ hàm số mũ [2], [4], [5], [69]:
r p q
F Cv s t (6.1)
Mô hình dự đoán nhám bề mặt chi tiết gia công và mòn dụng cụ trong tiện cứng
chính xác thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN đƣợc xây dựng bằng phƣơng pháp
hồi quy thực nghiệm [3], [8], [9], dựa trên các quy tắc thống kê và tối ƣu hóa thống
kê và đƣợc trình bày trong phần Phụ lục V.
6.1.1. Thiết bị và chế độ thực nghiệm
Thiết bị thí nghiệm xác định nhám bề mặt và diện tích gia công theo quy hoạch
thực nghiệm đƣợc mô tả trong mục 2.2 bao gồm: Máy tiện kỹ thuật số CNC-
HTC2050 (Hình 2.3a), mảnh và thân dao PCBN (Hình 2.3b,c); thiết bị đo nhám bề
mặt MitutoyoSJ 201- Nhật Bản (Hình 5.13); Phôi thép 9XC sử dụng trong thí
nghiệm có chiều dài: L=300mm, đƣờng kính: 62, tôi thể tích đạt độ cứng
56÷58HRC. Thành phần hoá học của phôi nhƣ trong Bảng 2.2.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

82
+ Sơ đồ thí nghiệm đƣợc mô tả nhƣ trên Hình 2.3d.
+) Chế độ thực nghiệm:
Chất lƣợng bề mặt gia công và tuổi thọ dụng cụ phụ thuộc vào ba nhân tố chính
của chế độ cắt với miền giá trị nhƣ sau:
1) Vận tốc cắt: v=100÷170m/s
2) Chiều sâu cắt: t= 0,09÷0,15 mm
3) Lƣợng chạy dao: s= 0,07÷0,15mm/vòng
Mỗi mảnh dao PCBN đƣợc dùng để tiện liên tục bề mặt trụ ngoài của phôi thép
9XC cho đến khi chiều cao vùng mòn mặt sau đạt giá trị xác định là 120µm. Sau đó,
mảnh dao đƣợc tháo ra để kiểm tra và tuổi thọ dụng cụng đƣợc đánh giá thông qua
diện tích bề mặt gia công đã đạt đƣợc Sc(cm2
) . Nhám bề mặt đƣợc đo bằng thiết bị
phân tích bề mặt Mitutoyo SJ hiển thị số sau khi thực hiện thời gian cắt t=4,5 phút
ứng với mỗi chế độ thực nghiệm đƣợc quy hoạch nhƣ trong bảng V.1 của Phụ lục V.
6.1.2. Xây dựng mô hình hồi quy mô tả nhám bề mặt
Kết quả đo nhám bề mặt sau thời gian cắt xác định t=4,5 phút tại các điểm thí
nghiệm theo quy hoạch nhƣ trong Bảng 6.1.
Dựa trên các số liệu đo đƣợc từ các thí nghiệm theo quy hoạch, lần lƣợt tiến
hành theo các bƣớc theo công thức từ V.12 đến V.23 trong Phụ lục V:
1. Tính các hệ số của mô hình hồi quy bj, bju:
b0=-0,7846; b1= 0,0541; b2=-0,0080; b3= 0,0799;
b12=0,0948; b13=0,0486; b23=-0,0135; b123 =0,0178
2. Tính phƣơng sai lặp:
0 0
1
1 m
a
a
y y
m 
  = -0.9256 →
3
02 0 2
11
1
1
( )
3 1
a
a
S y y

 

 = 0,0027
Bảng 6.1. Giá trị nhám bề mặt tại các điểm thí nghiệm theo qui hoạch
Số TT 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Ra(μm) 0,45 0.39 0,39 0.46 0,51 0.50 0,39 0.60 0,38 0.42 0,39
lnRa -0,798 -0,941 -0,941 -0,776 -0,673 -0,693 -0,941 -0,510 -0,967 -0,867 -0,942
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

83
3. Tính sai lệch trung bình của phân bố bj :
0,52
11
b
S
S
N
 
  
 
 
= 0,0184
4. Kiểm tra tính có nghĩa của các hệ số hồi quy:
Các hệ số có nghĩa khi thỏa mãn điều kiện: 2,j b p fb S t
Tra phụ lục 7 [9] nhận đƣợc tp,f2=4,3 → 2,b p fS t =0,0790
Vậy các hệ số b1, b2,b13, b23, b123 là không có nghĩa.
5. Xác định mô hình toán học: Sau khi loại bỏ các hệ số không có nghĩa,
phƣơng trình hồi quy có dạng:
3 1 20,7846 0,0799 0,0948y x x x   
Tính giá trị hàm hồi quy ˆiy tại các điểm thí nghiệm:
1y = -0.7697; 2y = -0.9594; 3y = -0.9594; 4y = -0.7697;
5y = -0.6099; 6y = -0.7996; 7y = -0.7996; 8y = -0.6099;
6. Tính phƣơng sai dƣ Sd với l=3: 2 2
1
1
( )
N
d i iS y y
N l
 

 =0,0094
7. Kiểm tra độ tƣơng hợp của mô hình: 2 1
2
, ,2
11
d
p f f
S
F F
S
 
Với mức có nghĩa p=0,05, bậc tự do lặp f2=m-1=3-1=2, bậc tự do dƣ f1=N-l với
l là số hệ số có nghĩa trong phƣơng trình hồi quy: f1=8-3=5 → chuẩn số Fisher tra
bảng phụ lục 7 [9]  Fp,f2,f1 =19,2
2
2
11
dS
F
S
 =3,439 < Fp,f1,f2=19,3 → mô hình thống kê tƣơng hợp với hệ thống thực.
Chuyển phƣơng trình hồi quy với các biến mã hóa xj về phƣơng trình với các
biến thực lnzj nhận đƣợc:
ln 14,9819 3,013ln 6,8176ln 0,2097ln 1,3998ln lnaR v t s v t      (6.2)
→ 7 3,0130 0,2097 1,3998ln 6,8176
3,115.10 v
aR v s t 
 (6.3)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

84
So sánh giá trị nhám bề mặt xác
định theo phƣơng trình hồi quy và
thực nghiệm tại các điểm thí
nghiệm nhƣ Hình 6.1. Đồ thị cho
thấy mức độ tƣơng hợp của mô
hình hồi quy với hệ thống thực
nghiệm khá cao khi các giá trị
nhám bề mặt từ thực nghiệm và
phƣơng trình hồi quy ở các điểm thí
nghiệm tƣơng đối gần nhau.
Đồ thị quan hệ của độ nhám phụ thuộc vào các thông số chế độ cắt đƣợc vẽ
bằng MATLAB nhƣ Hình 6.2.
Từ phƣơng trình hồi quy và đồ thị cho thấy:
Trong vùng khảo sát:
- Nhám bề mặt tăng khi tăng vận tốc cắt v, lƣợng chạy dao s và chiều sâu cắt t.
- Vận tốc cắt v có ảnh hƣởng rõ nhất tới độ nhám bề mặt chi tiết.
- Việc tăng chiều sâu cắt t hầu nhƣ không có ảnh hƣởng tới nhám bề mặt. Do đó
trong vùng khảo sát có thể chọn chiều sâu cắt lớn mà vẫn đảm bảo độ nhám cần
thiết.
Tuy nhiên để đánh giá hiệu quả quá trình gia công cần phải xem xét đồng thời
các nhân tố để vừa đạt đƣợc độ nhám cần thiết, vừa đảm bảo tuổi thọ dụng cụ lớn
nhất cũng nhƣ năng suất gia công cao.
Hình 6.1. Giá trị nhám bề mặt xác định từ
thực nghiêm và mô hình hồi qui.
Gia tri nham be mat tu thuc nghiem
va mo hinh hoi qui tuong ung
0
0.15
0.3
0.45
0.6
0.75
0 2 4 6 8 10 12
Diem thi nghiem
Ra(Micrometer)
Thuc nghiem
Mo hinh
a) c)b)
Hình 6.2. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của độ nhám Ra theo các thông số
chế độ cắt: vận tốc và chiều sâu cắt (a); vận tốc cắt và lƣợng chạy dao (b), chiều
sâu cắt và lƣợng chạy dao (c).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

85
6.1.3. Xây dựng mô hình hồi quy mô tả mòn dụng cụ
Tiêu chuẩn để đánh giá tuổi thọ dụng cụ cắt rất đa dạng: Dụng cụ cần phải mài
lại hoặc thay thế khi hỏng và không còn khả năng cắt gọt, khi nhiệt cắt tăng cao và
tạo thành hoa lửa, khi quá trình cắt gây ồn lớn hoặc rung động mạnh, khi kích thƣớc
hay độ hoàn thiện của bề mặt gia công thay đổi hoặc khi hình dạng dụng cụ thay đổi
một lƣợng cụ thể [94]. Thông thƣờng, có thể khảo sát tuổi thọ dụng cụ thông qua
thời gian gia công ứng với một chế độ cắt xác định. Tuy nhiên, nếu chế độ cắt thay
đổi, việc đánh giá bằng chỉ tiêu thời gian gia công trở nên thiếu chính xác vì không
phản ánh đúng thực chất hiệu quả làm việc của dao. Trong trƣờng hợp này, tuổi thọ
dụng cụ cần đƣợc đánh giá qua các chỉ tiêu khác nhƣ khối lƣợng vật liệu cắt đƣợc
hoặc độ mòn dụng cụ tƣơng ứng với yêu cầu đảm bảo chất lƣợng bề mặt gia công.
Với quá trình gia công tinh có lƣợng dƣ nhỏ nhƣ tiện cứng chính xác bằng dụng cụ
PCBN, khối lƣợng vật liệu cắt đi không ý nghĩa bằng diện tích bề mặt đƣợc gia
công. Vì vậy, trong nghiên cứu này tuổi thọ dụng cụ đƣợc khảo sát thông qua chỉ
tiêu diện tích bề mặt gia công đảm bảo đạt nhám bề mặt theo yêu cầu.
Kết quả đo diện tích bề mặt đƣợc gia công Sc khi chiều cao vùng mòn mặt sau
đạt giá trị h=160μm tƣơng ứng với các chế độ cắt tại các điểm thí nghiệm theo quy
hoạch nhƣ Bảng 6.2.
Dựa trên các số liệu đo đƣợc từ các thí nghiệm theo quy hoạch, lần lƣợt tiến
hành theo các bƣớc theo các công thức từ V.12 đến V.23 trong Phụ lục V :
1. Tính các hệ số của mô hình hồi quy bj, bju:
b0=8.4728; b1= -0.5407;
b2= -0.2699; b3= -0.1724
b12=0.0009; b13= -0.2082;
b23= -0.0209; b123=0.1461
2. Tính phƣơng sai lặp:
Bảng 6.2. Giá trị diện tích bề mặt gia công tại các điểm thí nghiệm theo qui hoạch
Số TT 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
SC
(cm2
)
8792 6044,5 7143,5 2747,5 13188 2198 5495 1648,5 3297 2747,5 3077,2
lnSc 9.08 8,71 8,87 7,92 9,48 7,69 8,61 7,41 8,10 7,92 8,03
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

86
0 0
1
1 m
a
a
y y
m 
  =8.0170 →
3
02 0 2
11
1
1
( )
3 1
a
a
S y y

 

 = 0.0085
3. Tính sai lệch trung bình của phân bố bj :
0,52
11
b
S
S
N
 
  
 
 
=0.0325
4. Kiểm tra tính có nghĩa của các hệ số hồi quy: 2,j b p fb S t
Tra phụ lục 7 [9] nhận đƣợc: 2,p ft =4,3 → 2,b p fS t = 0,0325.4,3=0,1400
Vậy, các hệ số b12, b23 không có nghĩa.
5. Xác định mô hình toán học:
Sau khi loại bỏ các hệ số không có nghĩa, phƣơng trình hồi quy có dạng:
1 2 3 1 3 1 2 38,4728 0,5407 0,2699 0,1724 0,2082 0,1461y x x x x x x x x     
Tính giá trị hàm hồi quy ˆiy tại các điểm thí nghiệm:
1y = 9.1016; 2y = 8.7287; 3y = 8.8539; 4y = 7.8967;
5y = 9.4653; 6y = 7.6753; 7y = 8.6333; 8y = 7.4276;
6. Tính phƣơng sai dƣ Sd với l = 6:
2 2
1
1
( )
N
d i iS y y
N l
 

 = 0.0017
7. Kiểm tra độ tƣơng hợp của mô hình :
2 1
2
, ,2
11
d
p f f
S
F F
S
  = 3,024< 1 2, ,p f fF =19,3
Với 1 2, ,p f fF là chuẩn số Fisher tra bảng ở mức ý nghĩa p=0,05, bậc tự do lặp f1
=m-1, m là số thí nghiệm lặp lại ở tâm, f2 là bậc tự do dƣ: f2=N-l=8-6=2, l là số hệ
số có nghĩa trong phƣơng trình hồi quy. Tra bảng [9]: 1 2, ,p f fF =19,3.
→
2
2
11
dS
F
S
 = 0.2062 < 1 2, ,p f fF =19,3
→ mô hình thống kê tƣơng hợp với hệ thống thực.
Chuyển phƣơng trình hồi quy với các biến mã hóa xj về phƣơng trình với các
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

87
biến thực lnj nhận đƣợc:
ln 97,1678 21,0112 n 63,8259ln 49,7292ln 12,8876ln ln
10,1174ln ln 27,5521ln ln 5,6569ln ln
cS l v t s v t
v s s t t s
     
  
(6.4)
43 21,0112 10,1174ln 49,7292
ln (12,8876 5,6569ln ) 63,8259 27,5521ln
6,3178.10 v
c
v s s
S v s
t
 
  

(6.5)
So sánh giá trị diện tích gia công
xác định từ phƣơng trình hồi quy và
thực nghiệm tại các điểm thí nghiệm
nhƣ Hình 6.3. Đồ thị cho thấy mức độ
tƣơng hợp của mô hình hồi quy với hệ
thống thực nghiệm là rất cao khi các
giá trị diện tích gia công tại các điểm
thí nghiệm là gần nhƣ trùng khít nhau.
Đồ thị biểu diễn quan hệ giữa diện
tích gia công Sc và các thông số chế độ cắt đƣợc vẽ bằng MATLAB nhƣ Hình 6.4.
Từ phƣơng trình hồi quy và đồ thị cho thấy:
Trong vùng khảo sát:
- Tuổi thọ dụng cụ giảm khi tăng vận tốc cắt, chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao.
- Vận tốc cắt v có ảnh hƣởng lớn nhất tới tuổi thọ dụng cụ.
- Việc tăng lƣợng chạy dao ít có ảnh hƣởng tới tuổi thọ dụng cụ. Thậm chí ứng
với chiều sâu cắt t không thay đổi (t=0,12), việc tăng lƣợng chạy dao làm tăng tuổi
thọ dụng cụ. Vì vậy trong phạm vi lƣợng chạy dao s = 0,070,15, có thể chọn lƣợng
chạy dao lớn để tăng hiệu quả quá trình gia công.
Hình 6.3. Giá trị diện tích gia công xác
định từ thực nghiệm và mô hình hồi qui.
Dien tich gia cong tu thuc nghiem
và mô hình hoi qui tuong ung
0
3000
6000
9000
12000
15000
0 2 4 6 8 10 12
Diem thi nghiem
Sc(mm2)
Thuc nghiem
Mo hinh
a) c)b)
Hình 6.4. Mặt hồi qui và đồ thị đƣờng mức của diện tích gia công Sc theo các
thông số chế độ cắt: vận tốc và chiều sâu cắt (a); vận tốc cắt và lƣợng chạy dao (b),
chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao (c).
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

88
6.2. Tối ƣu hóa đa mục tiêu chế độ cắt khi tiện thép 9XC qua tôi bằng giải
thuật di truyền (GAs)
6.2.1. Xác định bài toán
Các biến thiết kế
Trong quá trình tiện cứng bằng dụng cụ PCBN, việc tối ƣu hóa các thông số cắt
đóng vai trò đặc biệt quan trọng. Trong khi các thông số chế độ cắt có thể đƣợc điều
khiển dễ dàng phù hợp với từng quá trình gia công thì rất khó thay đổi các thông số
khác về máy, dao hay vật liệu. Để đảm bảo hiệu quả, quá trình tiện cứng thƣờng chỉ
đƣợc thực hiện trên các máy gia công tự động có độ cứng vững và độ chính xác cao
với dụng cụ cắt đƣợc chế tạo sẵn, có giá thành cao và không mài lại.
Vì vậy, các biến đƣợc xem xét trong quá trình tối ƣu hóa chế độ cắt là ba thông
số: vận tốc cắt v (m/p), lƣợng chạy dao s(mm/v) và chiều sâu cắt t (mm).
Hàm mục tiêu
Mục tiêu quan trọng nhất của quá trình gia công tinh là chất lƣợng bề mặt gia
công đƣợc đặc trƣng bằng nhám bề mặt. Bên cạnh đó, mòn dụng cụ đƣợc đặc trƣng
bởi diện tích gia công cũng là chỉ tiêu đƣợc quan tâm vì nó ảnh hƣởng trực tiếp đến
chất lƣợng bề mặt và đồng thời là nhân tố quyết định chi phí gia công bởi PCBN là
vật liệu dụng cụ có giá thành rất cao. Vì vậy mục tiêu của bài toán tối ƣu hóa đa
mục tiêu chế độ cắt trong quá trình tiện cứng là tối ƣu hai mục tiêu đối lập: cực đại
hóa diện tích gia công và cực tiểu hóa nhám bề mặt. Sau khi xác định đƣợc tập hợp
các giải pháp tối ƣu, năng suất gia công cũng đƣợc xem xét trong quá trình lựa chọn
phƣơng án gia công tối ƣu phù hợp.
Sử dụng các hàm hồi quy mô tả nhám bề mặt và diện tích gia công đã đƣợc xây
dựng, các hàm mục tiêu có dạng:
7 3,0130 0,2097 1,3998ln 6,8176
3,115.10 v
aR v s t 

43 21,0112 10,1174ln 49,7292
ln (12,8876 5,6569ln ) 27,5521ln 63,8259
6,3178.10 v
c
v s s
S v s
t
 
  

Các ràng buộc
Các thông số ràng buộc ảnh hƣởng đến việc xác định chế độ cắt tối ƣu là các
giới hạn của các thông số cắt. Các giá trị giới hạn trên và dƣới của các thông số cắt
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

89
đƣợc xác định dựa trên đề xuất của các nhà sản xuất dụng cụ và kết quả từ các thí
nghiệm sàng lọc [28], [75]: 100 170v  ; 0,09 0,15s  ; 0,07 0,15t  ;
Ngoài ra, trong một số nghiên cứu còn kể đến một số thông số liên quan đến đặc
trƣng của máy gia công nhƣ lực cắt (giới hạn bởi công suất máy), độ cứng vững của
dao… Tuy nhiên vì tiện cứng là quá trình gia công tinh nên các thông số này thƣờng
không vƣợt quá giới hạn cho phép nên không cần đƣa vào ràng buộc.
Bài toán tối ƣu có dạng:
Cực tiểu hóa:
1
1
1 2 2
1,3998ln 6,81767 3,0130 0,2097
1 1 2 3
10,1174ln 49,729243 21,0112
2 1 2
ln (12,8876 5,6569ln ) 27,5521ln 63,8259
3
3,115.10
6,3178.10
x
x
x x x
f x x x
f x x
x


  

  (6.6)
Chịu các ràng buộc:
1min 1 1max
2min 2 2max
3min 3 3max
x x x
x x x
x x x
 
 
 
(6.7)
Mục tiêu giải bài toán tối ƣu hóa chế độ cắt trong tiện cứng thép 9XC bằng dụng
cụ PCBN là tìm kiếm các giải pháp tối ƣu thỏa mãn điều kiện về chất lƣợng bề mặt
và tuổi thọ dụng cụ gia công thông qua thông qua nhám bề mặt và diện tích gia
công, đồng thời cũng chọn ra một giải pháp tối ƣu tốt nhất để sử dụng trong trƣờng
hợp chỉ yêu cầu thực hiện một chế độ gia công.
Các giải pháp tối ƣu khi không có giải pháp nào tốt hơn trong không gian tìm
kiếm khi tất cả các mục tiêu đƣợc tối ƣu hóa đồng thời chính là các tối ƣu Pareto
[10] . Giải pháp tối ƣu gần với điểm lý tƣởng nhất đƣợc gọi là giải pháp thỏa hiệp
[41]. Các khái niệm về tối ƣu Pareto và giải pháp tối ƣu thỏa hiệp đƣợc trình bày
trong Phụ lục IV.
Các phƣơng pháp tối ƣu truyền thống nhƣ phƣơng pháp tổng trọng số, quy
hoạch đích, phƣơng pháp cực tiểu cực đại, phƣơng pháp thứ tự từ điển học… [41],
[52], [63] thƣờng không hiệu quả vì chúng không thể tìm ra nhiều giải pháp tối ƣu
trong một lần chạy chƣơng trình. Do đó, số lần chạy yêu cầu phải bằng số giải
pháp tối ƣu Pareto mong muốn tìm đƣợc. Phƣơng pháp giải thuật di truyền thực
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

90
hiện quá trình với một quần thể các cá thế và vì vậy, thích hợp với việc tìm kiếm
nhiều giải pháp song song [7], [36], [65], [95]. Việc so sánh, lựa chọn phƣơng
pháp tối ƣu đa mục tiêu và các thuật toán tối ƣu của giải thuật di truyền đƣợc trình
bày trong phần Phụ lục IV.
Sử dụng giải thuật di truyền trong cả hai trƣờng hợp tối ƣu hóa đa mục tiêu để
tìm kiếm các giải pháp tối ƣu Pareto và tối ƣu hóa đơn mục tiêu khi xác định điểm
lý tƣởng mà tại đó tất cả các hàm mục tiêu đều đạt giá trị tối ƣu để làm căn cứ khi
xác định giải pháp tối ƣu thỏa hiệp. Giải pháp thỏa hiệp đƣợc xác định bằng việc
cực tiểu hóa khoảng cách từ các điểm tối ƣu Pareto đến điểm lý tƣởng [41]. Các tính
toán đƣợc thực hiện trên phần mềm MATLAB.
6.2.2. Kết quả thực hiện giải thuật di truyền cho bài toán tối ƣu đơn mục tiêu
Hàm đơn mục tiêu nhám bề mặt f1:
- Giá trị hàm mục tiêu tốt nhất: Ramin= 0,382982 m
- Điểm tối ƣu: v=100m/p; s=0,07mm/v; t=0,15mm
- Số thế hệ : 49
- Số lần lƣợng giá hàm thích nghi: 50980
- Điều kiện dừng thuật toán: Thay đổi trung bình của giá trị hàm mục tiêu và sự
vi phạm các ràng buộc trên thế hệ xác định nhỏ hơn 10-50
.
Hàm đơn mục tiêu diện tích gia công f2 :
- Giá trị hàm mục tiêu tốt nhất: Scmax= 12896,7 cm2
.
- Điểm tối ƣu: v=100m/p; s=0,15mm/v; t=0,09mm
- Số thế hệ: 39
- Số lần lƣợng giá hàm thích nghi: 43440
- Điều kiện dừng thuật toán: thay đổi trung bình của giá trị thích nghi và sự vi
phạm các ràng buộc trên số thế hệ xác định nhỏ hơn dung sai cho trƣớc: 10-40
.
6.2.3. Kết quả thực hiện giải thuật di truyền cho bài toán tối ƣu đa mục tiêu
- Giá trị các điểm tối ƣu Pareto tìm đƣợc nhƣ Bảng 6.3. Đồ thị biểu diễn mặt
biên Pareto và giải pháp tối ƣu thỏa hiệp nhƣ trên Hình 6.5.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

91
- Số lƣợng các điểm trên mặt biên Pareto là 24.
- Số thế hệ là 152.
- Điều kiện dừng thuật toán: Thay đổi trung bình dải rộng của các giải pháp tối
ƣu Pareto nhỏ hơn 10-3
.
Bảng 6.3.Các giá trị tối ƣu Pareto và chế độ cắt tƣơng ứng tìm đƣợc từ quá trình tối
ƣu hóa
STT
Nhám bề
mặt Ra
(μm)
Diện tích
gia công Sc
(cm2
)
Vận tốc
cắt
v (m/p)
Lƣợng
chạy dao
s (mm/v)
Chiều
sâu cắt
t (mm)
Năng suất
gia công
Q (mm3
/p)
Điểm
tối ƣu
thỏa hiệp
1 0.3830 6996.36 100.0000 0.0700 0.1500 1050.00
2 0.5365 12346.00 100.1960 0.1456 0.0913 1331.93 X
3 0.3966 7145.92 100.3060 0.0729 0.1399 1022.99
4 0.3830 6996.36 100.0000 0.0700 0.1500 1050.00
5 0.4952 10231.10 100.2800 0.1073 0.0954 1026.51
6 0.5365 12346.00 100.1960 0.1456 0.0913 1331.93
7 0.5169 11118.80 100.4130 0.1295 0.0944 1227.53
8 0.4852 9771.07 100.4000 0.1010 0.0973 986.66
9 0.5317 11936.10 100.2570 0.1436 0.0928 1336.03
10 0.4461 8478.10 100.1180 0.0789 0.1064 840.49
11 0.5080 10906.20 100.2690 0.1150 0.0925 1066.61
12 0.5170 11292.10 100.1620 0.1259 0.0930 1172.77
13 0.5345 12114.30 100.6050 0.1440 0.0914 1324.12
14 0.5069 10678.60 100.6470 0.1178 0.0942 1116.86
15 0.4763 9537.91 100.3200 0.0884 0.0949 841.60
16 0.4221 7873.92 100.2920 0.0718 0.1171 843.23
17 0.4696 9198.67 100.3070 0.0905 0.1000 907.78
18 0.4068 7511.99 100.3550 0.0704 0.1281 905.03
19 0.5021 10533.6 100.2760 0.1132 0.0947 1074.96
20 0.4745 9333.27 100.2830 0.0955 0.1002 959.62
21 0.4023 7337.98 100.5210 0.0713 0.1331 953.95
22 0.4886 10078.10 100.0420 0.0969 0.0935 906.40
23 0.4100 7581.60 100.0440 0.0710 0.1268 900.68
24 0.4632 8915.07 100.7710 0.0877 0.1017 898.79
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

92
Phân tích đồ thị mặt biên tối ƣu Pareto có thể thấy các điểm tối ƣu Pareto phân
bố tƣơng đối đều. Mặt biên Pareto không có tiệm cận. Giá trị nhám bề mặt Ra giảm
khi diện tích gia công Sc giảm. Tốc độ giảm của nhám bề mặt là 6.25% và diện tích
gia công là 6.44% gần nhƣ tỉ lệ thuận.
Giải pháp tối ƣu gần với giải pháp lý tƣởng nhất là tại điểm thứ 2, tƣơng ứng với
vận tốc cắt v=100,26m/p; lƣợng chạy dao s=0,15mm/v; chiều sâu cắt t=0,09mm.
Diện tích gia công tại đây đạt đƣợc là Sc=12.731,41 cm2, nhám bề mặt đạt đƣợc là
Ra=0,5421 μm. Tuy nhiên cũng có thể căn cứ vào tình hình thực tế để chọn chế độ
gia công phù hợp. Ví dụ nếu ƣu tiên tuổi thọ của dụng cụ thì nên chọn các chế độ
gia công ứng với các điểm có diện tích gia công lớn nhƣ điểm 2,4,5,6... Khi yêu cầu
đạt nhám bề mặt nhỏ nên chọn các điểm 1,3,10,11,18…
Năng suất gia công
Năng suất gia công đƣợc tính bằng biểu thức [70]:
3
1000 ( / )Q vts mm ph (6.8)
Nhƣ vậy, có thể nhận thấy một cách trực quan là phƣơng án tối ƣu nhất về
phƣơng diện năng suất là phƣơng án tƣơng ứng với các giá trị giới hạn trên của các
thông số cắt trong vùng khảo sát. Khảo sát tập hợp các giải pháp tối ƣu Pareto nhận
đƣợc ở trên cho thấy, các giải pháp tối ƣu tƣơng ứng với lƣợng chạy dao lớn sẽ đạt
đƣợc năng suất gia công cao nhất. Từ đó có chọn lựa dễ dàng các chế độ gia công
tối ƣu thỏa mãn chỉ tiêu về năng suất, chất lƣợng bề mặt và tuổi thọ dụng cụ.
Hình 6.5. Đồ thị mặt biên tối ƣu Pareto (a) và giải pháp tối ƣu thỏa hiệp (b).
a) b)
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

93
- Quá trình tối ƣu hóa đa mục tiêu chế độ cắt khi tiện thép 9XC qua tôi bằng
dụng cụ PCBN đã xác định đƣợc bộ tối ƣu Pareto và giải pháp tối ƣu thỏa hiệp gần
với giải pháp lý tƣởng nhất, cung cấp đƣợc một khối lƣợng lớn thông tin cho việc ra
quyết định khi chọn lựa các thông số gia công.
- Các giải pháp tối ƣu tìm đƣợc đáp ứng đƣợc sự cân bằng giữa các chỉ tiêu đối
lập về chất lƣợng bề mặt gia công và tuổi thọ dụng cụ.
- Các hàm mục tiêu sử dụng trong quá trình tối ƣu đƣợc xây dựng bằng phƣơng
pháp phân tích hồi quy thực nghiệm thỏa mãn các tiêu chuẩn thống kê. Sau khi xác
định đƣợc tập hợp các giải pháp tối ƣu, năng suất gia công cũng đƣợc xem xét trong
quá trình lựa chọn phƣơng án gia công tối ƣu phù hợp.
- Các kết quả nhận đƣợc cho thấy vận tốc cắt có ảnh hƣởng quyết định đến trạng
thái tối ƣu của các phƣơng án gia công trong miền khảo sát. Giá trị vận tốc cắt tối
ƣu tập trung ở gần tốc độ 100m/ph. Các giá trị tối ƣu của chiều sâu cắt và lƣợng
chạy dao phân bố tƣơng đối đều trong miền khảo sát. Nhƣ vậy, việc thay đổi chiều
sâu cắt và lƣợng chạy dao không ảnh hƣởng nhiều đến trạng thái tối ƣu của các
phƣơng án gia công.
- Các giải pháp tối ƣu Pareto tìm đƣợc trong vùng khảo sát cho thấy giá trị nhám
bề mặt Ra giảm khi diện tích gia công Sc giảm. Tốc độ giảm của nhám về mặt
(6.25%) và diện tích gia công (6.44%) gần nhƣ tỉ lệ thuận. Giải pháp tối ƣu thỏa
hiệp gần với giải pháp lý tƣởng nhất tƣơng ứng với vận tốc cắt v=100,26m/ph,
lƣợng chạy dao s=0,15mm/v, chiều sâu cắt t=0,09mm. Diện tích gia công tại đây đạt
đƣợc là Sc=12.731,41cm2
, nhám bề mặt đạt đƣợc là Ra= 0,5421μm.
- Việc giải bài toán tối ƣu đa mục tiêu bằng giải thuật di truyền đã cung cấp một
công cụ giải các bài toán tối ƣu đơn giản và thuận tiện với độ đảm bảo cao, tránh
đƣợc các nhƣợc điểm nhƣ hội tụ sớm, đòi hỏi các hàm mục tiêu phải có tính khả
vi… với chi phí tính toán tƣơng đối thấp, thời gian tính toán nhanh, đặc biệt hữu
hiệu với các bài toán có kích thƣớc lớn.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

94
KẾT LUẬN VÀ PHƢƠNG HƢỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO
I. KẾT LUẬN
Từ những nghiên cứu của luận án có thể rút ra những kết luận sau:
- Các dạng phoi hình thành trong quá trình tiện cứng thép hợp kim qua tôi sử
dụng dao PCBN bao gồm dạng phoi rời, phoi dây ổn định không có lẹo dao và phoi
răng cƣa, trong đó dạng phoi răng cƣa là dạng phoi chủ yếu hình thành trong một
dải rộng điều kiện cắt và vật liệu gia công. Giới hạn chuyển đổi hình thái phoi phụ
thuộc vào độ cứng vật liệu và chế độ gia công, chủ yếu là vận tốc cắt đối với cả hai
loại thép 9XC và X12M. Cơ chế hình thành phoi phụ thuộc vào sự cạnh tranh của
hai quá trình mềm hóa vì nhiệt và biến cứng của vật liệu gia công. Cơ chế hình
thành phoi răng cƣa là sự trƣợt đoạn nhiệt do hiện tƣợng mất ổn định nhiệt dẻo của
vật liệu.
- Lực cắt khi tiện thép hợp kim qua tôi sử dụng dao PCBN không lớn hơn giá trị
lực cắt khi tiện thông thƣờng. Lực hƣớng tâm Fy luôn có giá trị lớn nhất trong ba
thành phần lực cắt. Độ lớn và tƣơng quan giữa các thành phần lực cắt phụ thuộc
mạnh mẽ vào vật liệu gia công và chế độ cắt. Lực cắt có giá trị nhỏ nhất khi vật liệu
gia công có độ cứng khoảng 50HRC, tƣơng ứng với sự xuất hiện dạng phoi răng
cƣa. Trong phạm vi nghiên cứu, lực cắt giảm khi tăng vận tốc cắt. Giá trị lực cắt khi
tiện thép X12M lớn hơn nhiều so với khi tiện thép 9XC ở cùng điều kiện.
- Trung tâm nhiệt độ lớn nhất của dụng cụ PCBN khi tiện thép hợp kim qua tôi
nằm ở mặt trƣớc khi dụng cụ sắc và nằm ngay trên lƣỡi cắt khi dụng cụ mòn. Nhiệt
độ cao tại lƣỡi cắt là nguyên nhân thúc đẩy các cơ chế mòn và phá hủy lƣỡi cắt
dụng cụ PCBN. Kết quả xác định trƣờng phân bố nhiệt trong dụng cụ nhận đƣợc từ
mô hình lý thuyết sai lệch không quá 7,8% so với mô hình thực nghiệm.
- Mòn dụng cụ PCBN đƣợc gây ra bởi nhiều cơ chế kết hợp nhƣ dính, mài mòn,
khuếch tán, tƣơng tác hóa học và phá hủy vì nhiệt. Vật liệu gia công và chế độ cắt có
ảnh hƣởng lớn tới mòn và cơ chế mòn dụng cụ PCBN. Tồn tại pha lỏng trên bề mặt
tiếp xúc giữa phoi và mặt trƣớc dụng cụ. Tính chất pha lỏng phụ thuộc vào điều kiện
cắt, vật liệu phôi và dụng cụ. Pha lỏng có ảnh hƣởng lớn tới tốc độ mòn dụng cụ.
- Đƣờng cong mòn của vật liệu PCBN cũng tuân theo quy luật mòn thông
thƣờng. Giai đoạn mòn ổn định giảm khi vận tốc cắt tăng. Chiều cao và tốc độ mòn
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

95
mặt sau dụng cụ PCBN khi cắt thép X12M lớn gấp hơn 3 lần so với khi cắt thép
9XC ở cùng điều kiện.
- Nhám bề mặt gia công khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN có trị số
khá nhỏ, tƣơng đƣơng độ nhám cấp 78. Cùng điều kiện cắt nhƣ nhau, nhám bề mặt
nhận đƣợc khi gia công thép 9XC nhỏ hơn khi gia công thép X12M. Nhám bề mặt
tăng khi độ cứng vật liệu gia công tăng.
- Bề mặt gia công nhận đƣợc khi tiện thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN xuất
hiện các luồng vật liệu biến dạng dẻo do kim loại chảy dẻo dịch chuyển theo
phƣơng vuông góc với phƣơng chuyển động thông thƣờng của dòng phoi, tạo thành
ba via dọc theo vết lƣợng chạy dao và làm giảm chất lƣợng lớp bề mặt. Lớp bề mặt
không có sự thay đổi về cấu trúc tế vi. Tuy nhiên có sự biến đổi về cơ tính khi độ
cứng tế vi tăng ở lớp bề mặt và giảm nhẹ ở bên dƣới lớp bề mặt, so với độ cứng vật
liệu ban đầu.
- Các kết quả nhận đƣợc từ quá trình tối ƣu hóa đa mục tiêu chế độ cắt khi tiện
cứng chính xác thép 9XC bằng dụng cụ PCBN cho thấy vận tốc cắt có ảnh hƣởng
quyết định đến trạng thái tối ƣu của các phƣơng án. Giá trị vận tốc cắt tối ƣu tập
trung ở gần tốc độ 100m/p. Chiều sâu cắt và lƣợng chạy dao trong miền khảo sát
không ảnh hƣởng nhiều đến trạng thái tối ƣu của các phƣơng án gia công.
II. PHƢƠNG HƢỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO
Để phát triển và hoàn thiện nghiên cứu về lý thuyết cho công nghệ tiện cứng ở
Việt nam, phƣơng hƣớng nghiên cứu tiếp theo cần tập trung vào các nội dung:
- Nghiên cứu ảnh hƣởng của thành phần vật liệu dụng cụ PCBN đến tính năng
cắt gọt, tuổi thọ dụng cụ và chất lƣợng bề mặt khi tiện cứng chính xác thép hợp kim
qua tôi.
- Nghiên cứu ảnh hƣởng của các thông số hình học dụng cụ cắt đến quá trình
hình thành phoi, lực cắt và nhiệt cắt khi tiện cứng.
- Nghiên cứu mở rộng đối với các loại vật liệu gia công khác đƣợc sử dụng phổ
biến ở Việt Nam nhƣ thép hợp kim thép 40X, các loại thép không gỉ...
- Nghiên cứu tối ƣu hóa triệt để hơn, xem xét đồng thời các chỉ tiêu về chi phí
gia công, năng lƣợng tiêu thụ, rung động... để có thể đạt đƣợc một giải pháp tối ƣu
tổng thể.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

96
DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ
LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN
[1] Nguyen Thi Quoc Dung, Phan Quang The, Vu Thi Lien (2011), "Multiobjective
optimization of machining condition in finish hard turning 9XC steel with CBN
cutting tool using genetic algorithms", Proceedings the 5th SEATUC
Symposium, pp. 419-425.
[2] Nguyễn Thị Quốc Dung*, Phan Quang Thế, Hoàng Minh Phúc (2011), "Nghiên
cứu ảnh hƣởng của điều kiện cắt đến các thành phần lực cắt trong tiện cứng trực
giao thép 9XC bằng dụng cụ CBN", Tạp chí Khoa học & Công nghệ các trường
đại học Kỹ thuật, 80, tr. 91-96.
[3] Nguyễn Thị Quốc Dung, Phan Quang Thế và Ngô Ngọc Tân (2010), "Ảnh
hƣởng của độ cứng và thành phần vật liệu phôi đến mòn dụng cụ và chất lƣợng
bề mặt gia công trong tiện cứng chính xác thép X12M bằng dụng cụ CBN",
Tuyển tập công trình Hội nghị Khoa học toàn quốc Cơ học Vật rắn biến dạng
lần thứ X, tr. 123-129.
[4] Nguyễn Thị Quốc Dung, Phan Quang Thế (2010), "Mô hình dự đoán nhám bề
mặt và mòn dụng cụ trong tiện cứng chính xác bằng dụng cụ cắt PCBN", Tạp
chí Khoa học & Công nghệ Đại học Thái nguyên, 63(01), tr. 40-46.
[5] Phan Quang Thế, Nguyễn Thị Quốc Dung*, Vũ Thị Liên (2010), "Tối ƣu hóa
đa mục tiêu chế độ cắt trong tiện cứng chính xác thép 9XC sử dụng giải thuật di
truyền", Tuyển tập hội nghi khoa học cấp trường về cơ khí 10-2010, tr. 1-7.
[6] Nguyễn Thị Quốc Dung (2009), "Dụng cụ cắt PCBN và xu hƣớng ứng dụng",
Tuyển tập hội nghi khoa học cấp trường về cơ khí, 10-2009, tr. 62-67.
[7] Phan Quang Thế, Nguyễn Thị Quốc Dung, Nguyễn Thị Thanh Vân (2008),
"Ảnh hƣởng của vận tốc cắt tới mòn và cơ chế mòn dao gắn mảnh PCBN sử
dụng tiện tinh thép 9XC qua tôi", Tạp chí Khoa học & Công nghệ các trường
đại học Kỹ thuật, Số 68, tr. 39-43.
[8] Phan Quang Thế, Nguyễn Thị Quốc Dung (2008), "Tƣơng tác ma sát giữa phoi
và mặt trƣớc dao gắn mảnh PCBN dùng tiện tinh thép 9XC qua tôi", Tạp chí
Khoa học & Công nghệ các trường đại học Kỹ Thuật, Số 66, tr. 16-20.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

97
[9] Nguyễn Thị Quốc Dung (2008), "Nghiên cứu và ứng dụng công nghệ tiện cứng
trong chế tạo con lăn dẫn hƣớng cho các dây chuyền cán thép ở Việt Nam", Đề
tài nghiên cứu khoa học và công nghệ cấp Bộ, mã số B2008 - TN02 - 09.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

98
TÀI LIỆU THAM KHẢO
Tiếng Việt
[1] Nguyễn Bốn (2001), Phương pháp tính truyền nhiệt, Nxb Đà Nẵng.
[2] Đào Cán (1959), Nguyên lý cắt kim loại, Nxb Giáo dục, Hà Nội.
[3] Nguyễn Cảnh (2004), Quy hoạch thực nghiệm, Nxb Đại học Quốc gia TP.
Hồ Chí Minh.
[4] Nguyễn Duy, Trần Sỹ Túy, Trịnh Văn Tự (1977), Nguyên lý cắt kim loại.
Nxb Đại học và Trung học chuyên nghiệp, Hà Nội.
[5] Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Trần Sỹ Túy (2001), Nguyên lý gia công vật
liệu, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[6] Phan Quang Thế (2002), Nghiên cứu khả năng làm việc của dụng cụ thép gió
dùng cắt thép các bon trung bình, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trƣờng Đại học
Bách khoa Hà Nội.
[7] Nguyễn Đình Thúc (2002), Trí tuệ nhân tạo-Lập trình tiến hóa, Nxb Giáo
dục, Hà Nội.
[8] Bùi Minh Trí (2005), Xác xuất thống kê và Quy hoạch thực nghiệm, Nxb
Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[9] Nguyễn Minh Tuyển (2005), Quy hoạch thực nghiệm, Nxb Khoa học và Kỹ
thuật, Hà Nội.
Tiếng Anh
[10] Abbass H. A., Sarker R., Newton C. (2001), “A Pareto-frontier differential
evolution approach for multi-objective optimization problems”, Congress on
evolutionary computation, pp. 971-978.
[11] Angseryd J., Elfwing M., Olsson E., Andrén H. O. (2009), “Detailed
microstructure of a CBN cutting tool material”, International Journal of
Refractory Metals and Hard Materials, 27(2), pp. 249-255.
[12] Arsecularatne J. A., Zhang L. C., Montross C., Mathew P. (2006), “On
machining of hardened AISI D2 steel with PCBN tools”, Journal of
Materials Processing Technology, 171, pp. 244-252.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

99
[13] Barry J., Byrne G. (2001), “Cutting tool wear in the machining of hardened
steels Part II: cubic boron nitride cutting tool wear”, Wear, 247, pp. 152-160.
[14] Barry J., Byrne G. (2002), “Chip Formation, Acoustic Emission and Surface
White Layers in Hard Machining”, Annals of the CIRP, 51(1), pp. 65-70.
[15] Black J. T., James C. R. (1981), “The hammer QSD-quick stop device for
high speed machining and rubbing”, Journal of Engineering for Industry,
103, pp. 13-21.
[16] Bossom P. K. (1990), “Finish machining of hard ferrous workpieces”,
Industrial Diamond Review, pp. 228-232.
[17] Bossom P. K., Cook M. W. (2000), “Trends and recent developments in the
material manufacture and cutting tool application of polycrystalline diamond
and polycrystalline cubic boron nitride”, International Journal of Refractory
Metals & Hard Materials, 18(2-3), pp. 147-152.
[18] Brown R. H. (1976), “A Double shear-pin quick-stop device for very rapid
disengagement of a cutting tool”, International Journal of Machine Tool
Design and Research, 16(2), pp. 115-121.
[19] Bruni C., Forcellese A., Gabrielli F., Simoncini M. (2008), “Hard turning of
an alloy steel on a machine tool with a polymer concrete bed”, Journal of
Materials Processing Technology, 202(1-3), pp. 493-499.
[20] Chen W. (2000), “Cutting forces and surface finish when machining medium
hardness steel using CBN tools”, International Journal of Machine Tools &
Manufacture, 40, pp. 455-466.
[21] Chern G. L. (2005), “Development of a new and simple quick-stop device
for the study on chip formation”, International Journal of Machine Tools &
[22] Chou Y. K., Evans C. J., Barash M. M. (2002), “Experimental investigation
on CBN turning of hardened AISI 52100 steel”, Journal of Materials
Processing Technology ,124(3), pp. 274-283.
[23] Chou Y. K, Hui Song. (2005), “Thermal modeling for white layer predictions
in finish hard turning”, International Journal of Machine Tools &
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

100
[24] Chou Y. K., Huang Y., Liang S. Y. (2006), "CBN tool wear in hard turning:
a survey on research progresses”, The International Journal of Advanced
Manufacturing Technology, 35(5-6), pp. 443-453.
[25] Chryssolouris G., Toenshoff H. K. (1982), “Effects of machine-tool-
workpiece stiffness on the wear behaviour of superhard cutting materials”,
Annals of the CIRP, 31(1), pp. 65-69.
[26] David A. S., John S. A. (1997), “Metal cutting theory and practice”, Marcel
Dekker, Inc, New York, USA.
[27] Dawson T. G., Thomas R. K. (2002), “Wear trends of PCBN cutting tool in
hard turning”, Metal Cutting and High Speed Machining, pp. 221-231.
[28] Dereli D., Filiz I. H., Bayakosoglu A. (2001), “Optimizing cutting parameters
in process planning of prismatic parts by using genetic algorithms”,
International Journal of Production Research, 39(15), pp. 3303-3328.
[29] Diniz A. E., Ferreira J. R., Filho F. T. (2003), “Influence of Refrigeration/
Lubrication Condition on SAE 52100 Hardened Steel Turning at Several
Cutting Speeds”, International Journal of Machine Tools and
Manufacturing, 43, pp. 317-326.
[30] Dogu Y., Ersan A., Necip C. (2006), “A numerical model to determine
temperature distribution in orthogonal metal cutting”, Journal of Materials
Processing Technology, 171, pp. 1-9.
[31] Eda H., Kishi K., Hashimoto H. (1980), “Wear resistance and cutting ability
of a newly developed cutting tool”, Procedings of an international
conference on cutting tool materials, Kentucky, USA: American Society for
Metals, Ft. Mitchell, pp. 265-280.
[32] Ellis J., Kirk R., Barrow G. (1969), “The development of a quick-stop device
for metal cutting research”, International Journal of Machine Tool Design
and Research, 9(3), pp. 321-339.
[33] Farhat Z. N. (2003), “Wear mechaniam of CBN cutting tool during high-
speed machining of mold steel”, Materials Science and Engineering A,
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

101
361(1) , pp. 100-110.
[34] Fnides B., Aouici H., Yallese M. A. (2008), "Cutting forces and surface
roughness in hard turning of hot work steel X38CrMoV5-1 using mixed
ceramic", Mechanika (ISSN 1392-1207), Nr.2, pp.73-78.
[35] Gavrichev K. S., Solozhenkn V. L., Gorbunov V. E., Golushina L. N., Totrova
G. A. (1993), "Low-temperature heat capacity and thermodynamic properties
of four boron nitride modification", Thermochimica Acta, 217, pp. 77-89.
[36] Gillet V. J., Khatib W., Willett P., Fleming P. J. (2002), “Green DVS.
Combinatorial library design using a multiobjective genetic algorithm”,
Journal of Chemical Information and Computer Sciences, 42(2), pp. 375-385.
[37] Hodgson T., Trendler P. H. (1981), “Turning hardened tool steel with cubic
born nitride inserts”, Annals of the CIRP, 30 (1), pp. 63-66.
[38] Hooper R. M., Shakib J. I., Parry A., Brookes C. A. (1989), “Mechanical
properties, microstructure and wear of DBC50”, Industrial Diamond Review,
pp. 170-173.
[39] Huang Y., Liang S. Y. (2005), "Modeling of cutting forces under hard
turning conditions considering tool wear effect. Trans ASME”, Journal of
Manufacturing Science and Engineering, 127, pp. 262-270.
[40] Indrajit Mukherjee, Pradip Kumar Ray (2006), “A review of optimization
techniques in metal cutting processes”, Computers & Industrial Engineering,
50, pp. 15-34.
[41] Jasbir S. A. (2004), Introduction to Optimum Design, Elsevier Inc
Publisher, USA.
[42] Jaspers S. (1999), Metal Cutting Mechanics and Material Behaviour,
Technische Universiteit Eindhoven, Holland.
[43] Kishawy H. A., Elbestawi M. A. (1999), “Effects of Process Parameters on
Materials Side Flow during Hard Turning”, International Journal of Machine
Tools and Manufacturing, 39(7), pp. 1017-1030.
[44] Klimenko S. A., Mukovoz Y. A., Lyashko V. A., Vashchenko A. N.,
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

102
Ogorodnik V. V. (1992), “On the wear mechanism of cubic boron nitride
base cutting tools”, Wear, 157, pp. 1-7.
[45] Klocke F., Brinksmeier E., Weinert K. (2005), “Capability profile of hard
cutting and grinding processes”, Annals of the CIRP, 54(2), pp. 552-580.
[46] König W., Komanduri R., Tonshoff H. K., Ackershott G. (1984),
“Machining of hard materials”, Annals of the CIRP, 33, pp. 417-427.
[47] König W., Klinger M., Link R. (1990), “Machining Hard Materials with
Geometrically Defined Cutting Edges-Fieldof Applications and Limitations”,
Annals of the CIRP, 39, pp. 61-64.
[48] König W., Berktold A., Koch K. F. (1993), “ Turning versus Grinding - A
Comparison of Surface Integrity Aspects and Attainable Accuracies”, Annals
of the CIRP, 42(1), pp. 39-43.
[49] König W., Neises A. (1993), “Wear mechanisms of ultrahard, non-metallic
cutting materials”, Wear, 162-164, pp. 12-21.
[50] Kountanya R., Varghese B., Al-Zkeri I., D’Anna L., Altan T. (2005), “Study
of PCBN tool edge preparation in orthogonal hard turning”, Proceedings of
the ﬁrst international diamond at work conference.
[51] Kurt A., Ulvi S. (2005), “The effect of chamfer angle of polycrystalline cubic
boron nitride cutting tool on the cutting forces and the tool stresses in
finishing hard turning of AISI 52100 steel”, Material and Design, 26, Gazi
University, Technical Education Faculty, Besevler, Turkey, pp. 351-356.
[52] Kyung-Wook J., Daniel L.McShan., Benedick A. F. (2007), “Lexicographic
ordering: intuitive multicriteria optimization for IMRT”, Physics in Medicine
and Biology, 52, pp. 1845-1861.
[53] Lahiff C., Gordon S., Phelan P. (2007), “PCBN tool wear modes and
mechanisms in finish hard turning”, Robotics and Computer-Integrated
Manufacturing, 23, pp. 638-644.
[54] Laurence Vel., Gerard Demazeau, Jean Etourneau (1991), “Cubic boron
nitride: synthesis, physicochemical properties and applications”, Materials
Science and Engineering B, 10(2), pp. 149-164.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

103
[55] Li X., Kopalinsky E. M., Oxley P. L. B. (1995), “A numerical method for
determining temperature distribution in machining with coolant”,
Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, 209, pp. 33-43.
[56] Lin Zone-Ching, Chen Din-Yan (1995), “A study of cutting with a CBN
tool”, Journal of Materials Processing Technology, 49, pp. 149-164.
[57] Liu C. R., Salah R. Agha. (2000), “Experimental study on the performance of
superﬁnish hard turned surfaces in rolling contact”, Wear, 244, pp. 52-59.
[58] Liu X. L., Wen D. H., Li Z. J., Xiao L., Yan F. G. (2002), “Experimental
study on hardturning hardened GCr15 steel with PCBN tool”, Journal of
[59] Liu X. L., Wen D. H., Li Z. J., Xiao L., Yan F. G. (2002), “Cutting
temperature and tool wear of hard turning hardened bearing steel”, Journal of
[60] Lo Casto S., Lo Valvo E., Micari F. (1989), “Measurement of temperature
distribution within tool in metal cutting. Experimental tests and numerical
analysis”, Journal of Mechanical Working Technology, 20, pp. 35-46.
[61] Luo S. Y., Liao Y. S., Tsai Y. Y. (1999), “Wear characteristics in turning
high hardness alloy steel by ceramic and CBN tools”, Journal of Material
[62] Majumdar P., Jayaramachandran R., Ganesan S. (2005), “Finite element
analysis of temperature rise in metal cutting processes”, Applied Thermal
Engineering, 25, pp. 2152-2168.
[63] Maria João Alves, Marla Almeida (2007), “A multiobjective Tchebycheff
based genetic algorithm for the multidimensional knapsack problem”,
Computers & Operations Research, 34, pp. 3458 - 3470.
[64] Matsumoto Y., Hashimoto F., Lahoti G. (1999), “Surface Integrity Generated
by Precision Hard Turning”, Annals of the CIRP, 48(1), pp. 59-62.
[65] Mitsuo Gen, Cheng Runwei (2000), Genetic Algorithms and Engineering
Optimization, John & Sons Inc Publisher, USA.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

104
[66] Nakayama K., Arai M., Kanda T. (1988), “Machining characteristics of hard
materials”, Annals of the CIRP, 37, pp. 89-92.
[67] Narutaki N., Yamane Y. (1979), “Tool wear and cutting temperature of CBN
tools in machining of hardened steels”, Annals of the CIRP, 28, pp. 23-28.
[68] Özel T. (2003), “Modeling of hard part machining: Effect of insert edge
preparation in CBN cutting tools”, Journal of Materials Processing
Technology ,141, pp. 284-293.
[69] Özel T., Yiğit Karpat (2005), “Predictive modeling of surface roughness and
tool wear in hard turning using regression and neural networks”,
International Journal of Machine Tools & Manufacture, 45, pp. 467-479.
[70] Özel T., Yiğit Karpat (2007), “Multi-objective optimization for turning
processes using neural network modeling and dynamic-neighborhood
particle swarm optimization”, The International Journal of Advanced
Manufacturing Technology, DOI, 35, pp. 234-247.
[71] Özel T., Yiğit Karpat (2007), “3-D FEA of hard turning: investigation of
PCBN cutting tool micro-geometry effects”, Transactions of NAMRI/SME,
35, pp. 9-16.
[72] Phillip (1971), “Study of the performance characteristics of an explosive
quick-stop device for freezing cutting action”, International Journal of
Machine Tool Design and Research, 11(2), pp. 133-144.
[73] Poulachon G., Moisan A., Jawahir I. S. (2001), “Tool-wear mechanisms in
hard turning with polycrystalline cubic boron nitride tools”, Wear, 250,
pp. 576-586.
[74] Poulachon G., Bandyopadhyay B. P., Jawahir I. S., Pheulpin S., Seguin E.
(2004), “Wear behaviour of CBN tools while turning various hardened
steels”, Wear, 256, pp. 302-310.
[75] Ramón Quiza Sardiňas, Pedro Reis, J Paulo Davim. (2006), “Multi-
objective optimization of cutting parameters for drilling laminate composite
materials by using genetic algorithms”, Composites Science and
Technology, 66, pp. 3083-3088.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

105
[76] Rao S. S. (2004), The finite element method in engineering, Elservier Science
& Technology Book Publisher, Miami.
[77] Rech J., Moisan A. (2003), “Surface integrity in finish hard turning of case-
hardened steels”, International Journal of Machine Tools & Manufacture,
43, pp. 543-550.
[78] Remadna M., Rigal J.F. (2006), “Evolution during time of tool wear and
cutting forces in the case of hard turning with CBN inserts”, Journal of
[79] Ren X. J., Yang Q. X., James R. D., Wang L. (2004), “Cutting temperatures
in hard turning chromium hardfacings with PCBN tooling”, Journal of
Materials Processing Technology, 147 , pp. 38-44.
[80] Schwach D. W., Guo Y. B. (2005), “Feasibility of producing optimal surface
integrity by process design in hard turning”, Materials Science and
Engineering A, 395, pp. 116-123.
[81] Shaw M. C. (1984), Metals cutting Principles, Oxford University Press, New
York, USA.
[82] Shaw M. C., Vyas A. (1993), “Chip Formation in the Machining of
Hardened Steel”, Annals of the ClRP, 42(1), pp. 29-33.
[83] Shaw M. C., Vyas. A. (1998), “The Mechanism of Chip Formation with
Hard Turning Steel”, Annals of the ClRP, 47(1), pp. 77-82.
[84] Shintani K., Ueki M., Fujimura Y. (1989), “Optimum tool geometry of CBN
tool for continuous turning of carburized steel”, International Journal of
Machine Tools and Manufacture, 29 (3), pp. 403-413.
[85] Sönmez A. I., Baykasoglu A., Dereli T., Filiz I. H. (1999), “Dynamic
optimization of multipass milling operation via geometric programming”,
International Journal of Machine Tools & Manufacturing, 39, pp. 297-320.
[86] Stevenson M. G., Oxley P. L. B. (1970), “An experimntal investigation
of the influence of speed and scale on the strain-rate in a zone of intense
plastic deformation”, Proceedings of the Institution of Mechanical
Engineers, 185, pp. 561-576.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

106
[87] Strafford K. N., Audy J. (1997), “Indirect monitoring of machinability in
carbon steels by measurement of cutting forces”, Journal of Materials
[88] Takashi Ueda, Mahfudz Al Huda, Keiji Yamada, Kazuo Nakayama (1999),
“Temperature Measurement of CBN Tool in Turning of High Hardness
Steel”, Annals of the CIRP, 48(1), pp. 63-66.
[89] Tay A. O., Stevenson M. G., Davis G. de Vahl (1974), “Using the finite
element method to determine temperature distributions in orthogonal
machining”, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, 188,
pp. 627-638.
[90] Tay A. O., Stevenson M. G., Davis G. de Vahl, Oxley P. L. B. (1976), “A
numerical method for calculating temperature distributions in machining
from force and shear angle measurements”, International Journal of Machine
Tool Design and Research, 16(4), pp. 335-349.
[91] Thiele J. D., Melkote S. N. (1999), “The effect of tool edge geometry on
workpiece subsurface deformation and through thickness residual stresses for
hard turning of AISI 52100 steel”, Transactions of North American
Manufacturing Research Institute, 27, pp. 135-140.
[92] Thiele J. D., Melkote S. N. (1999), “Effect of cutting edge geometry and
workpiece hardness on surface generation in the finish hard turning of AISI
52100 steel”, Journal of Materials Processing Technology, 94, pp. 216-226.
[93] Tonshoff H. K., Arendt C., Ben A. R. (2000), “Cutting of hardened steel”,
Annals of the CIRP 49, pp. 547-566.
[94] Trent E. M., Paul K. Wright (2000), Metal cutting, Butterworth-Heinemann,
New Delhi, India.
[95] Van Veldhuizen D. A., Lamont G. B. (2000), “Multi-objective evolutionary
algorithms: analifing the state-of-the-art”, Evolutionary Computation, 8(2),
pp. 125-147.
[96] Viktoria Bana (2006), Manufacturing of high preciseion bores, Doctoral
thesis 2006, Delft University of Technology, Holand.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

107
[97] Volkmar R., Michael Fripan (2006), “Demand for greater efficiency is good
news for PCBN”, Metal-powder.net. MPR December.
[98] Vorm T. (1976), “Development of a quick-stop device and an analysis of the
“frozen-chip”technicque”, International Journal of Machine Tool Design
and Research,16 (4), pp. 241-250.
[99] Wakatsuld M., Ichinose K., Aoki T. (1972), “Synthisis of pholycrystalline
cubic BN”, Materials Research Bulletin, 7, pp. 999-1004.
[100] Yan H., Hua J., Shivpuri R. (2005), “Numerical simulation of ﬁnish hard
turning for AISI H13 die steel”, Science and Technology of Advanced
Materials, 6(5), pp. 540-547.
[101] Yeo S. H. , Lui Woei-Wen, Viet Phung (1992), “A quick-stop device for
orthogonal machining”, Journal of Materials Processing Technology, 29,
pp. 41-46.
[102] Zhao Yucheng, Mingzhi Wang (2008), “Preparation of polycrystalline CBN
containing nanodiamond”, Journal of materials processing technology,
198(1-3), pp. 134-138.
[103] Zhen Bing Hou, Ranga Komanduri (1995), “On a Thermomechanical Model
of Shear Instability in Machining”, Annals of the ClRP, 44(1), pp. 69-73.
[104] Zhen Bing Hou, Ranga Komanduri (1997), “Modeling of thermomechanical
shear instability in machining”, International Journal of Mechanical
Sciences, 39(11), pp. 1273-1314.
[105] Zimmermann M., Lahres M., Viens D. V., Laube B. L. (1997), “Investigations
of the wear of cubic boron nitride cutting tools using Auger electron
spectroscopy and X-ray analysis by EPMA”, Wear, 209, pp. 241-246.
[106] Zorev N. N. (1963), “Interrelationship Between Shear Processes Ocurring
Along Tool fave ans on Shear plane in Metal Cutting”, International
Research in Productions Engineering, The American Society of mechanical
Engineers, NewYork, pp. 48-57.
[107] Zorev N. N. (1966), Metal cutting mechanisms, Pegamon Press, London.
Hotline: 033 666 2767
shared
by
hoccokhi.vn

hoccokhi.vn Nghiên Cứu Quá Trình Tiện Thép Hợp Kim Qua Tôi Bằng Cao PCBN

More Related Content

What's hot (18)

Similar to hoccokhi.vn Nghiên Cứu Quá Trình Tiện Thép Hợp Kim Qua Tôi Bằng Cao PCBN (20)

More from Học Cơ Khí (20)

Recently uploaded (20)

hoccokhi.vn Nghiên Cứu Quá Trình Tiện Thép Hợp Kim Qua Tôi Bằng Cao PCBN