Luận văn Nghiên cứu ảnh hưởng của vận tốc cắt tới cơ chế mòn dụng cụ PCBN sử dụng tiện tinh thép 9XC qua tôi

ật phát triển nhiệt độ trong vùng cắt và đến mòn mặt sau. Liu và đồng nghiệp [35], Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 53 nghiên cứu ảnh hưởng của độ cứng (từ 30 ÷ 64HRC) đến quy luật mòn mặt sau của dao PCBN khi tiện thép GCr15 cho thấy mòn xảy ra với tốc độ cao nhất trong khoảng độ cứng của vật liệu gia công 40 ÷ 50HRC và thấp hơn trong dải độ cứng 64 ÷ 60HRC. Kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra rằng ảnh hưởng của vận tốc cắt đến dụng cụ PCBN ít hơn nhiều so với dụng cụ cácbít và ceramics. Các nghiên cứu của Poulachon và đồng nghiệp [36] cho thấy các rãnh mòn trên mặt sau của dụng cụ cùng cỡ với các hạt cácbít trong vật liệu gia công có cấu trúc tế vi mịn và cùng cỡ với các hạt martensite với vật liệu gia công có cấu trúc tế vi thô. Thông qua nghiên cứu về các cơ chế mòn của dụng cụ cắt, đồng thời qua hình 1.24 ta thấy rằng, trong tiện cứng ( đó là quá trình cắt liên tục) sử dụng mảnh PCBN do vận tốc cắt cao nên mòn dụng cụ xảy ra theo cơ chế mòn do hạt mài là chủ yếu, ngoài ra dụng cụ còn bị mòn do khuếch tán, hoặc xảy ra đồng thời với cả hai cơ chế mòn và mòn do dính là không hoặc rất khó xảy ra vì mòn do dính chỉ xảy ra khi gia công ở vận tốc cắt thấp. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 54 CHƯƠNG II NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM VỀ MÒN DỤNG CỤ PCBN VÀ NHÁM BỀ MẶT 2.1. Thí nghiệm 2.1.1. Yêu cầu đối với hệ thống thí nghiệm Trong nghiên cứu khoa học việc xây dựng hệ thống thí nghi ệm cần đảm bảo các yêu cầu kỹ thuật sau: - Đáp ứng được yêu cầu của vấn đề lý thuyết cần nghiên cứu. - Đảm bảo độ chính xác, độ tin cậy và độ ổn định. - Đảm bảo việc thu thập và xử lý các số liệu thí nghiệm thuận lợi. - Đảm bảo tính khả thi. - Đảm bảo tính kinh tế. Hệ thống thiết bị thí nghiệm phục vụ cho đề tài được đặt tại xưởng cơ khí của Thầy Cô giáo Thạc sỹ Lê Viết Bảo – Thạc sỹ Nguyễn Thị Quốc Dung - Khoa cơ khí - Trường ĐHKTCNTN 2.1.2. Mô hình thí nghiệm Mô hình thí nghiệm đã sử dụng thể hiện trên hình 2.1 t nct 1 4 2 3S Hình 2.1: Mô hình thí nghiệm Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 55 1.Mâm cặp 2. Mũi chống tâm 3. Dao 4. Chi tiết gia công 2.1.3. Thiết bị thí nghiệm 2.1.3.1. Máy Thí nghiệm được tiến hành trên máy tiện CNC – HTC 2050 (Trung Quốc) hình 2.2 Hình 2.2: Máy tiện CNC – HTC 2050 2.1.3.2. Dao Mảnh dao PCBN hình tam giác ký hiệu TPGN 160308 T2001, EB28X chỉ ra trên hình 2.3 với L = 16 mm, LC = 9,25 mm, T = 3,18mm, Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 56 R = 0,8 mm. Hàm lượng CBN là 50%, chất kết dính TiC, cỡ hạt 2 µ m, γ = - 11o, α =22o, λ = -11o (góc sau khi đã gá mảnh dao lên thân dao và thân dao lên máy). (T: mảnh tam giác, P: góc sau 11o, G: cấp dung sai của mảnh, N: kiểu cơ cấu bẻ phoi, L = 16mm, 03 ≈ chiều dày, T = 3,18mm, R = 0,8mm) Sử dụng thân dao: MTENN 2020 K16 – N (hãngCANELA) hình 2.4 Hình 2.3: Mảnh dao PCBN sử dụng trong nghiên cứu Hình 2.4: Thân dao MTENN 2020 K16 – N 2.1.3.3. Phôi Thép 9XC là thép hợp kim dụng cụ thường sử dụng chế tạo các dụng cụ cắt với vận tốc thấp và các chi tiết có yêu cầu về khả năng chịu ma sát, mòn cao. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 57 Phôi thép hợp kim 9XC sử dụng trong thí nghiệm có chiều dài: L = 300mm, đường kính: φ 62, tôi thể tích đạt độ cứng 54 ÷58 HRC. Thành phần hoá học của phôi được xác định bằng phương pháp phân tích quang phổ tại nhà máy Z159 trong bảng 2.1. Cấu trúc kim tương của thép trên hình 2.5. Bảng 2.1: Thành phần hoá học của phôi thép 9XC (%) Nguyên tố hoá học C Si P Mn Ni Cr Mo Hàm lượng (%) 0,8623 1,2351 0,0241 0,58613 0,03216 1,113 0,01917 Nguyên tố hoá học V Cu W Ti Al Fe Hàm lượng (%) 0,14987 0,28763 0,1768 0,0299 0,0011 95,4722 Hình 2.5: Cấu trúc kim tương của thép 9XC sử dụng trong thí nghiệm. a. Trong mặt cắt song song. b. Vuông góc với trục (x400). Từ hình 2.5 có thể thấy trong cấu trúc kim tương của phôi tồn tại các hạt các bít (FeCr)3C với mật độ cao và đường kính tới khoảng 3 µm. 2.1.3.4. Chế độ cắt Vận tốc cắt: v = 180 m/p; 160 m/p; 140 m/p; 120 m/p; 100 m/p. Lượng chạy dao: s = 0,1 mm/vòng; chiều sâu cắt: t = 0,12 mm. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 58 2.1.3.5. Thiết bị đo nhám bề mặt Sử dụng máy đo nhám Mitutoyo SJ – 201 của Nhật Bản. Các thông số kỹ thuật cơ bản; - Hiển thị LCD. Tiêu chuẩn DIN, JIS, ANSI. - Thông số đo được: Ra, Rs, Rt, Rq, Rp, Ry, Pc, S, Sm. - Độ phân giải: 0,03 µm/300 µm, 0,08 µm/75 µm, 0,04 µm/9,4 µm. - Bộ chuyển đổi A/D: RS232. - Phần mềm điều khiển và sử lý số liệu MSTATW324.0 2.1.3.6. Thiết bị phân tích bề mặt và kim tương Sử dụng kính hiển vi điện tử TM -1000 Hitachi, Nhật Bản có độ phóng đại dến 1000 lần, tại phòng thí nghiệm Vật lý trường Đại học Sư phạm Thái Nguyên. Kính hiển vi quang học AXOVOC – 1000 của Nhật Bản tại phòng thí nghiệm vật liệu của trường Đại học Bách khoa Hà Nội. 2.2. Trình tự thí nghiệm Phôi thép 9XC sau khi được tiện thô bằng mảnh dao hợp kim cứng K01 đảm bảo độ côn không vượt quá 0,05 mm/ 100 mm chiều dài phôi. Sau đó sử dụng mảnh dao PCBN tiện tinh qua một lượt trước khi tiến hành thí nghiệm và trước mỗi lần thay mảnh dao mới. Quá trình thí nghiệm tiến hành như sau: - Đánh số thứ tự các mảnh dao từ số 1 đến số 5. - Gá phôi vào chấu cặp sao cho đảm bảo độ đồng tâm cao (do quá trình tạo chuẩn thô trên máy khi tiện thô phôi thép về φ 60). - Gá mảnh dao số 1 vào thân dao trên máy, kẹp chặt, chọn điểm chuẩn phôi, dao và chế độ cắt trên màn hình điều khiển. Cho dao chạy hết chiều dài ứng với một lần cắt L1 = 250 mm. Dừng máy tiến hành đo nhám bề mặt (chi tiết vẫn phải kẹp chặt trên chấu cặp). Ở đây, nhám được đo theo phương đường sinh Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 59 tại 4 vị trí khác nhau trên phôi, lấy giá trị trung bình của 4 lần đo ta được trị số Ra, Rz. Tháo m ảnh dao và đặt vào vị trí đã được đánh dấu trước. - Gá mảnh dao số 2 vào thân dao trên máy, quá trình lặp lại tương tự, chỉ khác số lần cắt tăng gấp 2 ứng với L2 = 500 mm,… đo nhám tương tự lần 1, và tiếp tục tiến hành theo quy luật này tới mảnh dao số 5. Năm mảnh dao được sử dụng để tiện tinh phôi thép 9XC, nhám bề mặt được đo sau 5 khoảng thời gian cắt nhất định: 2,61 phút; 5,19 phút; 7,69 phút; 10,09 phút; 12,36 phút tương ứng với chiều dài cắt trên phôi: 250mm; 500 mm; 750 mm; 1000 mm; 1250 mm.Sau đó các mảnh dao được tháo ra, quan sát và phân tích trên kính hiển vi điện tử TM – 1000. Bảng 2.2: Vận tốc cắt và các thông số nhám Mảnh dao số Số lần cắt Chiều dài cắt (mm) Vận tốc cắt (m/p) Thông số nhám Ra (Rz) [µm] Lần đo 1 Lần đo 2 Lần đo 3 Lần đo 4 Trung bình 1 1 250 160 0,39 (2,28) 0,41 (2,35) 0,39 (2,28) 0,42 (2,45) 0,40 (2,34) 2 2 500 160 0,38 (2,47) 0,40 (2,23) 0,41 (2,31) 0,37 (2,12) 0,39 (2,28) 3 3 750 140 0,42 (2,41) 0,46 (2,86) 0,46 (2,73) 0,44 (2,70) 0,45 (2,68) 4 4 1000 140 0,72 (3,04) 0,80 (3,57) 0,76 (3,25) 0,79 (3,69) 0,77 (3,39) 5 5 1250 120 0,72 (3,40) 0,70 (3,14) 0,66 (2,80) 0,70 (3,20) 0,70 (3,14) 2.3. Kết quả thí nghiệm 2.3.1. Tương tác ma sát giữa phoi và mặt trước Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 60 Sau khi tiện 2,61 phút, trên mặt trước của dao xuất hiện bám dính của vật liệu gia công trên bề mặt với bề rộng xấp xỉ 150 µm, cung mòn bắt đầu xuất hiện trên lưỡi cắt chính. Sau khi tiện 5,19 phút, vật liệu gia công bám dính trên mặt trước của dao tăng lên với bề rộng khoảng 200 µm, cung mòn mặt trước trên lưỡi cắt chính kéo dài về phía đỉnh cung tròn của lưỡi cắt. Sau 7,69 phút cắt, bề rộng của vùng vật liệu gia công dính trên mặt trước vẫn giữ không đổi khoảng 200 µm, chiều dài cung tròn trên lưỡi cắt chính tăng chút ít. Khi thời gian cắt tăng lên đến 10,09 phút chiều dài cung tròn mặt trước tiến tới đỉnh cung tròn mũi dao, chiều rộng vùng mòn mặt trước giữ không đổi xấp xỉ 200 µm. Có thể thấy vật liệu gia công dính nhiều nhất trên vùng phoi tách ra khỏi mặt trước. Hình 2.6: Hình ảnh mặt trước của mảnh dao PCBN khi cắt với vận tốc cắt 180 m/p chụp trên kính hiển vi điện tử a. Sau khi tiện 2,61 phút b. Sau khi tiện 5,19 phút Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 61 c. Sau khi tiện 7,69 phút d. Sau khi tiện 10,09 phút Hình ảnh vùng mặt trước sau 7,69 và 10,09 phút gia công được thể hiện trên hình 2.6a và 2.6b. Có thể thấy rõ vật liệu gia công dính tập trung ở vùng phoi thoát khỏi mặt trước của dụng cụ chứ không phải vùng gần lưỡi cắt thể hiện rõ trên hình 2.7(c). Hình 2.7(d) thể hiện bề mặt của vùng mòn trên lưỡi cắt với các rãnh biến dạng dẻo của bề mặt do cào xước của các hạt cứng. Vật liệu dụng cụ trên vùng này hầu như chỉ còn pha thứ hai là TiC và Co, các hạt CBN hầu như bị bóc tách khỏi bề mặt mòn. Hình 2.7: Hình ảnh phóng to vùng vật liệu gia công dính trên mặt trước của dụng cụ khi cắt với vận tốc cắt 180 m/p a. Sau 7,69 phút gia công b. Sau 7,69 phút gia công c. Hình ảnh phóng to của (b) d. Hình ảnh vùng mòn trên lưỡi cắt chính sau 2,61 phút gia công. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 62 Từ các kết quả thí nghiệm có thể thấy vùng mặt trước của dụng cụ có thể chia thành ba vùng rõ rệt theo phương thoát phoi thông qua mức độ dính của vật liệu gia công với mặt trước. Hình 2.6c và hình 2.7b thể hiện rất rõ mô hình ba vùng này. Chiều dài tiếp xúc giữa phoi và mặt trước thay đổi tăng dần từ mũi dao đến vùng tiếp xúc giữa bề mặt tự do của phoi với mặt trước. Vùng một nằm sát lưỡi cắt với những vết biến dạng dẻo bề mặt do các hạt cứng trong vật liệu gia công gây nên (hình 2.7d), vùng hai tiếp theo với sự dính nhẹ của vật liệu gia công trên mặt trước, vùng ba là vùng phoi thoát ra khỏi mặt trước, ở đây vật liệu gia công dính nhiều trên bề mặt (hình 2.7b và hình 2.7c). Theo các kết qủa nghiên cứu của Tren [11] thì vùng một ngay sát lưỡi cắt là vùng mà các lớp vật liệu gia công sát mặt trước dính và dừng trên mặt trước tạo nên vùng biến dạng thứ hai trên phoi. Tuy nhiên, các hình ảnh bề mặt cho thấy hiện tượng biến dạng dẻo bề mặt do cào xước theo hướng thoát phoi gây mòn tạo nên mặt trước phụ mới với góc trước phụ âm. Từ cấu trúc kim tương của thép 9XC trên hình 2.5 có thể thấy rằng trong thép có chứa một hàm lượng lớn các hạt các bít cứng (Fe Cr)3C. Những hạt các bít này khi di chuyển qua vùng ma sát một vừa lăn vừa trượt dưới tác dụng của ứng suất pháp rất lớn ở vùng lưỡi dao là nguyên nhân tạo nên các rãnh biến dạng dẻo do cào xước trên bề mặt của vùng này. Sự mòn bề mặt này tạo nên một mặt trước phụ với góc trước phụ âm tự nhiên. Vật liệu gia công ở vùng gần mặt sau do hiện tượng tự hãm có thể bị trượt ngược lại tạo nên lớp trắng trên bề mặt gia công. Đây là một phát hiện mới về bản chất của tương tác giữa vật liệu gia công và vật liệu dụng cụ ở vùng kề lưỡi cắt cần tiếp tục nghiên cứu. Vùng hai là vùng dính của vật liệu gia công với mức độ tăng dần về phía vùng phoi thoát khỏi mặt trước. Trên vùng này hệ số ma sát giữa vật liệu gia công và mặt trước tăng dần phù hợp với các kết quả nghiên cứu của Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 63 Loladze [24]. Do ứng suất pháp giảm mạnh trên vùng này nên các hạt cứng không thể tạo nên các rãnh biến dạng dẻo trên bề mặt. Vùng ba vật liệu gia công dính nhiều trên mặt trước với các vết trượt của vật liệu phôi đây là vùng ma sát thông thường với hệ số ma sát f = const phù hợp với mô hình của Zorev [38] và Loladze [24]. Tuy nhiên, mòn không xuất hiện đầu tiên ở vùng này như trong kết quả của các nghiên cứu gần đây khi sử dụng mảnh dao tiện PCBN gia công thép hợp kim qua tôi. Điều này chứng tỏ mòn vật liệu PCBN ít chịu ảnh hưởng của nhiệt độ cao phát sinh trên vùng ma sát thông thường trong nghiên cứu này. Hình 2.8: Hình ảnh mặt trước của mảnh dao PCBN chụp trên kính hiển vi điện tử a. Khi cắt với vận tốc cắt 160 m/p sau khi tiện 12,36 phút b. Khi cắt với vận tốc cắt 140 m/p sau khi tiện 19,72 phút Khi giảm vận tốc cắt từ 180 m/p xuống 160 m/p,140 m/p, 120 m/p tương tác ma sát giữa phoi và mặt trước thay đổi không nhiều. Vùng tiếp xúc giữa phoi và mặt trước vẫn chia làm hai vùng rõ rệt: vùng một sát lưỡi cắt và vùng hai với sự bám dính của vật liệu gia công. Ở vùng một sát lưỡi cắt, vẫn Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 64 xuất hiện các vết biến dạng dẻo (hình 2.8), nhưng những vết biến dạng dẻo này không có dạng sóng rõ rệt như trên hình 2.7d. Vùng bám dính của vật liệu gia công trên mặt trước với mức độ bám dính nhiều nhất ở vùng phoi tách ra khỏi mặt trước không thay đổi khi thay đổi vận tốc cắt. 2.3.2. Tương tác ma sát giữa phôi và mặt sau dụng cụ Tương tác ma sát giữa bề mặt gia công và bề mặt sau của dụng cụ là tương tác ma sát thông thường kèm theo sự bám dính của vật liệu gia công và các vết cào xước trên bề mặt sau của dụng cụ. Mòn trên bề mặt này là mòn dưới dạng sliding wear. 2.3.3. Kết luận Kết quả nghiên cứu bản chất tương tác ma sát giữa vật liệu gia công và mặt trước sử dụng dao PCBN tiện tinh thép 9XC qua tôi cho thấy ma sát trên mặt trước của dụng cụ được chia làm ba vùng rõ rệt: vùng một sát lưỡi cắt, tiết theo là vùng chuyển tiếp hai và vùng ma sát thông thường ba. Khi mật độ các hạt các bít trong thép tăng đến một mức độ nào đó hiện tượng dính - dừng của các lớp vật liệu gia công sát mặt trước có thể bị thay đổi bằng hiện tượng trượt. Đây là nguyên nhân gây mòn do cào xước trên vùng lưỡi cắt và có thể là nguyên nhân tạo thành lớp trắng trên bề mặt gia công. Mòn mặt trước hầu như không bị ảnh hưởng bởi nhiệt độ cao trong vùng ma sát thông thường. 2.4. Mòn dụng cụ PCBN và nhám bề mặt 2.4.1. Phân tích thí nghiệm Độ cứng của vật liệu gia công ảnh hưởng trực tiếp đến quy luật phát triển nhiệt độ trong vùng cắt và tốc độ mòn mặt sau. Nghiên cứu của Lui và đồng nghiệp [35] cho thấy khi tiện tinh thép vòng bi GCr15 mòn mặt sau tăng nhanh khi tăng vận tốc cắt. Khi thay đổi độ cứng của phôi từ HRC = 30 đến HRC = 64 mòn đạt tốc độ cao nhất ở độ cứng HRC = 50. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 65 Các nghiên cứu của Kevin và đồng nghiệp [39], cho thấy kích cỡ của các hạt các bít trong thép gia công đóng vai trò quyết định với tốc độ mòn do cào xước trên mặt sau của dao. Poulachon và đồng nghiệp [15,14] khẳng định cơ chế mòn chính của dụng cụ PCBN là mòn do cào xước do các hạt các bít trong vật liệu gia công gây ra. Tốc độ mòn do cào xước phụ thuộc chủ yếu vào bản chất của các hạt các bít, cỡ hạt và sự phân bố của chúng. Cơ chế mòn khuếch tán được quan sát trên mặt trước của dụng cụ CBN khi tiện thép tôi cứng bề mặt, pha CBN bị suy giảm trên vùng mòn mặt trước do CBN bị khuếch tán vào mặt dưới của phoi [16]. Các vấn đề về cơ chế mòn mặt trước và sau của mảnh dao PCBN khi tiện thép hợp kim 9XC qua tôi và ảnh hưởng của mòn dao đến nhám bề mặt sẽ được đề cập chi tiết trong nghiên cứu này. Tuy nhiên, các nghiên cứu mới đây ch ưa đề cập nhiều đến ảnh hưởng của nhiệt cắt tới mòn và cơ chế mòn dụng cụ. Nghiên cứu của tác giả về vấn đề này khi gia công tinh thép 9XC qua tôi được trình bày dưới đây. 2.4.2. Kết quả thí nghiệm mòn dụng cụ PCBN Kết quả quan sát các mảnh dao sau khi tiện tinh trên kính hiển vi điện tử cho thấy các mảnh dao đều bị mòn cả mặt trước và mặt sau. Sau 2,61 phút cắt, tương ứng với chiều dài cắt là 250 mm, dọc theo lưỡi cắt chính xuất hiện vòng cung mòn với chiều rộng xấp xỉ 10 µm. Trên vùng mòn mặt trước này không nhìn thấy hình ảnh của các hạt CBN như vùng chưa bị mòn, lớp bề mặt có cấu trúc sóng chỉ ra trên hình 2.9a và 2.9b. Đây là hình ảnh mòn vật liệu dòn theo cơ chế biến dạng dẻo bề mặt do hạt cứng “ cày” trên bề mặt dưới tác dụng của ứng suất pháp rất lớn ở vùng lưỡi cắt gây ra. Sau 5,19 phút cắt, tương ứng với chiều dài cắt là 500 mm, bản chất mòn trên mặt trước không thay đổi tuy chiều dài cung mòn trên lưỡi cắt chính tăng lên nhưng chiều rộng của vùng mòn vẫn giữ không đổi khoảng 10 µm. Sau thời gian cắt 7,69 phút, Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 66 tương ứng với chiều dài cắt là 750 mm, vùng mòn trên lưỡi cắt chính lan rộng gần đến đỉnh nhưng vẫn giữ chiều rộng khoảng 10 µm. Hình 2.9: (a): Hình ảnh mòn mặt trước của mảnh dao PCBN sau khi tiện 2,61 phút với các vết biến dạng dẻo bề mặt. (b): Hình ảnh phóng to của (a). (c): Mòn mặt trước của mảnh dao PCBN sau khi tiện 12,36 phút cho thấy bề mặt bị mòn rất ghồ ghề. (d): Hình ảnh cơ chế mòn mặt trước với sự bóc tách của các lớp vật liệu dụng cụ do dính - mỏi. Sau 10,09 phút cắt, tương ứng với chiều dài cắt là 1000 mm, vùng mòn mặt trước phát triển đến đỉnh cung tròn của lưỡi cắt và chiều rộng vùng cắt đạt tới 20 µm. Sau thời gian cắt 12,36 phút tương ứng với chiều dài cắt là (a) (b) (c) (d) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 67 1250 mm, hiện tượng mòn mặt trước thay đổi căn bả n như trên hình 2.9(c) với chiều rộng vùng mòn tới 120 µm, không còn hiện tượng dính của vật liệu gia công trên bề mặt vùng mòn mà chỉ có vùng mòn rất ghồ ghề. Từ hình 2.9(d) có thể thấy những mảnh vật liệu dụng cụ bong ra khỏi mặt trước theo cơ chế của mòn dính hoặc dính kết hợp với mỏi. Hình 2.10: (a) Mòn mặt sau của mảnh dao PCBN sau khi tiện 7,69 phút cho thấy vật liệu gia công dính trên vùng mòn tương đối phẳng. (b) Ảnh mòn mặt sau, sau 10,09 phút gia công. (c) Ảnh phóng to vật liệu gia công bám lên vùng mòn mặt sau (b). (d) Góc mòn bên trái của (b). (a) (b) (c) ( Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 68 Mòn trên mặt sau được thể hiện trên hình 2.10(a) sau 7,69 phút, hình 2.10(b) sau 10,09 phút cắt và hình 2.11(a) sau 12,36 phút cắt. Kết quả quan sát trên kính hiển vi điện tử cho thấy vùng mòn mặt sau phát triển chậm từ khi bắt đầu cắt đến 7,69 phút đạt chiều cao mòn mặt sau hs ≈50 µm với bề mặt tương đối bằng phẳng và vật liệu gia công dính nhẹ trên bề mặt mòn này. Sau 10,09 phút cắt thì chiều cao mòn mặt sau cũng chỉ đạt tới hs ≈60 µm. Hình ảnh vật liệu gia công dính trên vùng mòn mặt sau chỉ ra trên hình 2.10(c) Tuy nhiên trên mặt sau suất hiện hai mảng dạng vẩy nằm ngay phía dướí vùng giao của cạnh tự do của phoi khi thoát khỏi mặt trước với các lưỡi cắt. Hình ảnh phóng to của khối bên trái thể hiện trên hình 2.10(d). Đến 12,36 phút gia công thì trên toàn bề mặt sau của dụng cụ bị biến dạng theo một kiểu rất đặc biệt với các mảng vật liệu dụng cụ dạng vẩy (Hình 2.11(a) và 2.11(b)).Vật liệu dụng cụ bị dồn nén tạo nên các mảng vẩy nhẵn, rộng với chiều cao hs ≈750 µm và vật liệu gia công dính trên bề mặt mòn là không đáng kể. Hình 2.11: (a) Mòn mặt sau của mảnh dao PCBN sau khi tiện 12,36 phút cho thấy hình ảnh gồ ghề của vùng mòn. (b) Hình ảnh phóng to của (a). (a) (b) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 69 2.4.3. Thảo luận kết quả Theo Trent và Wight [11], khi gia công bằng dao CBN hiện tượng biến dạng lưỡi cắt không xảy ra, mòn mặt trước và mặt sau đồng thời tồn tại, vùng mòn mặt trước rất gần lưỡi cắt. Trong nghiên cứu này, mòn dụng cụ xuất hiện cả trên mặt trước và mặt sau chỉ sau 2,61 phút gia công. Tuy nhiên vùng mòn mặt trước không nằm gần lưỡi cắt mà phát triển từ lưỡi cắt tạo thành mặt trước phụ tương đối phẳng và phát triển dần theo hướng thoát phoi như trên hình 2.9(a). Trên vùng mòn nhiều hạt PCBN bị tách ra khỏi bề mặt do tương tác của vật liệu gia công làm yếu pha thứ hai của vật liệu dụng cụ theo như kết quả nghiên cứu của Kevin và đồng nghiệp [13]. Tuy nhiên cơ chế mòn do khuếch tán kết hợp với cào xước do Poulachon và đồng nghiệp [15] đề xuất dường như không phù hợp với các kết quả của nghiên cứu này. Hình ảnh các rãnh biến dạng dẻo trên vùng mòn mặt trước trên hình 2.9(b) khẳng định biến dạng dẻo bề mặt do các hạt cứng (các bít (FeCr)3C) và các ôxít khác trong thép 9XC dưới tác dụng của ứng suất pháp rất lớn ở vùng gần lưỡi cắt gây nên là cơ chế mòn chính trên mặt trước. Tuy nhiên sau thời gian cắt đủ lớn, khi mòn phát triển dần vào phía trong vùng mặt trước theo hướng thoát phoi, ứng suất pháp trên mặt trước giảm đi nhanh chóng, hiện tượng dính trở nên phổ biến ở vùng phoi thoát khỏi mặt trước thì cơ chế mòn do mỏi kết hợp với dính là nguyên nhân mòn ở vùng này gây bóc tách từng mảng vật liệu dụng cụ ra khỏi vùng bề mặt như trên hình 2.9(d). Đây là một phát hiện mới về cơ chế mòn mặt trước trong tiện tinh cứng. Hơn nữa từ hình 2.9(c) có thể thấy khi mòn mặt trước phát triển trên hầu hết diện tích tiếp xúc giữa phoi và mặt trước thì cơ chế mòn do bóc tách các mảnh vật liệu trở nên chiếm ưu thế thay cho cơ chế mòn do cào xước làm cho mòn mặt trước phát triển với tốc độ cao hơn. Bề mặt vùng mòn trở nên ghồ ghề và không nhẵn như bề mặt vùng mòn mặt trước thông thường. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 70 Điều này có thể giải thích do cơ tính của PCBN ít bị suy giảm bởi nhiệt độ cao trong vùng cắt, tuy nhiên tác dụng có chu kỳ của các hạt cứng trong thép lên bề mặt kết hợp với dính đã làm cho bề mặt của dụng cụ bị phá huỷ theo cơ chế dính mỏi kết hợp sau một thời gian gia công nhất định. Mòn mặt sau cũng phát triển theo quy luật thông thường trong cắt kim loại cho đến 7,69 phút (Hình 2.10(a)). Cơ chế mòn mặt sau tương đối phù hợp với kết quả nghiên cứu của Kenvin [13] như trên hình 2.10(c). Tuy nhiên sau 10,09 phút gia công trên mặt sau xuất hiện hai mảng dạng vẩy cục bộ (Hình 2.10(b)). Đây là vùng tương ứng với các rãnh mòn sâu trên dụng cụ khi cắt các hợp kim có nhiệt độ nóng chảy cao và theo Shaw [20], thì các rãnh mòn sâu trên mặt trước và sau ở vùng này có liên quan đến tác dụng truyền nhiệt mạnh ở hai bên rìa của phoi vào bề mặt dụng cụ cắt. Đây là hiện tượng mòn phức tạp liên quan nhiều đến nhiệt độ cao. Theo Trent [11] nhiệt độ cao kết hợp với biến cứng của phoi, tác dụng của ôxi trong môi trường cắt đã tạo nên các rãnh mòn sâu ở vùng này trên dao tiện các bít khi tiện thép. Khi thời gian cắt tăng lên đến 12,36 phút các mảng dạng vẩy này phát triển trên toàn mặt sau và một số mảng bong ra tạo nên mòn. Đây cũng là một phát hiện mới về cơ chế mòn mặt sau trong tiện tinh cứng. Từ các kết quả đo nhám bề mặt có thể thấy cho đến 7,69 phút cắt, Ra gần như không thay đổi Ra = 0,53 ÷0,60 µm, nhưng khi thời gian cắt đạt tới 10,09 phút có sự thay đổi đột biến về nhám bề mặt. Ra tăng ≈23%, sau đó Ra giữ gần như không thay đổi tới 12,36 phút cắt. Nhám bề mặt tăng nhanh khi mòn mặt trước và mặt sau đạt tới một mức độ nào đó và sau đó giữ gần như không đổi. Điều này có thể liên quan trực tiếp tới sự phát triển bề rộng của vùng mòn trên mặt trước tới 20µm và sự xuất hiện các mảng dạng vẩy trên mặt sau như đã phân tích ở phần trên. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 71 Có thể thấy rằng nếu như mòn trên mặt trước và sau phát triển theo cơ chế khuếch tán, suy yếu pha thứ hai dẫn đến bóc tách các hạt CBN như các nghiên cứu mới đây thì tuổi bền của mảnh dao CBN có thể sẽ cao hơn nhiều lần so với thực tế. Hiện tượng bong từng mảng vật liệu dụng cụ trên mặt trước, tạo thành dạng vẩy và bong từng mảng vật liệu dụng cụ trên mặt sau là nguyên nhân cơ bản làm rút ngắn tuổi bền của dụng cụ. Các cơ chế mòn này có thể liên quan đến nhiệt, số chu kỳ cào xước của hạt cứng trong vật liệu gia công và dính trên bề mặt tiếp xúc của mặt trước và mặt sau cũng như kết hợp với tác dụng ôxi hoá của ôxi từ môi trường. 2.4.4. Kết luận Các kết quả của nghiên cứu cho thấy khi tiện tinh thép 9XC bằng dao PCBN mòn mặt trước và mặt sau là hai dạng mòn chủ yếu. Trong giai đoạn đầu, cơ chế mòn mặt trước chủ yếu là biến dạng dẻo do tác dụng cào xước của các hạt cứng trong thép và sự tách ra khỏi bề mặt của các hạt CBN. Cơ chế mòn mặt sau là quá trình bóc tách của các hạt CBN do pha thứ hai của vật liệu dụng cụ bị yếu đi khi tương tác với vật liệu gia công. Trong giai đoạn sau, cơ chế mòn mặt trước là do mỏi dính với sự bóc tách của từng mảng vật liệu trên mặt trước. Cơ chế mòn mặt sau có thể liên quan đến nhiệt, số chu kỳ cào xước của hạt cứng và dính kết hợp với tác dụng ôxi hoá của ôxi từ môi trường tạo nên các mảng dạng vẩy và bong ra khỏi mặt sau. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 72 CHƯƠNG III NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM VỀ ẢNH HƯỞNG CỦA VẬN TỐC CẮT ĐẾN CƠ CHẾ MÒN DỤNG CỤ PCBN 3.1.Nghiên cứu thực nghiệm Nghiên cứu thực nghiệm được tiến hành nhằm xác định vận tốc cắt tối ưu để đạt độ chính xác gia công, chất lượng lớp bề mặt và độ mòn của dao. Tuy chất lượng lớp bề mặt được đánh giá bằng nhiều thông số như nhám bề mặt, mức độ biến cứng lớp bề mặt, ứng suất dư trong lớp bề mặt, cấu trúc tế vi của lớp bề mặt…nhưng trong các yếu tố này thì nhám bề mặt được quan tâm nhiều nhất trong gia công lần cuối và trong phạm vi của nghiên cứu này, tác giả tập trung nghiên cứu về mối liên hệ giữa vận tốc cắt, độ nhám bề mặt gia công và cơ chế mòn dụng cụ PCBN khi tiện tinh thép 9XC. Tiện cứng thường gắn liền với quá trình tiện tinh, trong thực tế phôi trước khi nhiệt luyện đã được gia công cơ và để lại một lượng dư tối thiểu cho nhiệt luyện và gia công lần cuối. Lựa chọn vận tốc cắt để đạt được tuổi thọ của dụng cụ cắt cao cũng là một mục tiêu của nghiên cứu, tuổi thọ của dụng cụ cắt ở đây được xác định theo độ nhám bề mặt chi tiết gia công khi thực hiện một vận tốc cắt nhất định. Về mặt lý thuyết nghiên cứu thực nghiệm phải được tiến hành trong phòng thí nghiệm với điều kiện rất khắt khe về chế độ công nghệ. Tuy nhiên, xuất phát từ những khó khăn về thiết bị thí nghiệm của trường, nghiên cứu của tác giả được tiến hành tại cơ sở sản xuất của doanh nghiệp. 3.2. Thí nghiệm 3.2.1. Thiết bị thí nghiệm và dụng cụ đo Thiết bị thí nghiệm được mô tả như trong chương II. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 73 3.2.2. Trình tự thí nghiệm Phôi thép 9XC sau khi được tiện thô bằng mảnh dao hợp kim cứng K01 đảm bảo độ côn không vượt quá 0,05 mm/100 mm chiều dài phôi. Sau đó sử dụng mảnh dao PCBN tiện tinh qua một lượt trước khi tiến hành thí nghiệm và khi thay mảnh dao mới. Sau một số lần chạy dao độ cứng của phôi được kiểm tra và nếu thấp hơn độ cứng cần thiết phôi sẽ được nhiệt luyện lại để đảm bảo độ cứng ban đầu. Sáu mảnh dao sử dụng tiện tinh phôi thép 9XC theo 3 chế độ cắt như trên. Với bộ chế độ cắt thứ nhất và thứ hai, 4 mảnh dao cắt tới 7,69 phút và 12,36 phút. Khi sử dụng bộ chế độ cắt thứ ba, 2 mảnh dao cắt tới 12,36 phút và 19,72 phút. Sau đó các mảnh dao được tháo ra, quan sát và phân tích trên kính hiển vi điện tử TM – 1000. 3.3. Kết quả thí nghiệm Vận tốc cắt ảnh hưởng đến lực cắt, nhiệt cắt, đến biến dạng vật liệu gia công, đến ma sát ở mặt trước và mặt sau dao cụ với bề mặt gia công. Do đó nó ảnh hưởng nhiều đến độ nhám bề mặt gia công (hình 3.1). Hình 3.1: Ảnh hưởng của vận tốc cắt đến độ nhám Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 74 Ở vận tốc cắt thấp nhiệt cắt nhỏ, biến dạng lớp bề mặt không lớn nên vận tốc cắt ít ảnh hưởng đến độ nhám. Khi cắt ở vận tốc cao hơn từ 20 ÷ 40 m/p nhiệt cắt tăng, biến dạng dẻo tăng, lẹo dao phát triển rồi bị phá huỷ. Góc trước thay đổi, lực cắt biến thiên, do vậy ở vùng vận tốc cắt này giá trị Ra tăng. Tiếp tục tăng vận tốc cắt, nhiệt cắt tăng, song lẹo dao giảm dần rồi triệt tiêu, độ nhám bề mặt gia công tăng. Ở vận tốc cắt rất cao nhiệt cắt ổn định, lẹo dao không có, hệ số ma sát ổn định, độ nhám bề mặt gia công ít thay đổi. Khi gia công các vật liệu dòn (ví dụ gang) tăng vận tốc cắt làm giảm quá trình bong tróc các hạt, độ nhám sẽ giảm. Thực hiện đo nhám bề mặt bằng máy đo Mitutoyo – 201 của Nhật Bản. Thay đổi vận tốc cắt, giữ nguyên chiều sâu cắt và lượng chạy dao. Nhám bề mặt được đo theo phương đường sinh, trong mặt phẳng đi qua đường tâm của phôi. Kết quả thí nghiệm được thể hiện trong bảng 3.1. Đồ thị quan hệ giữa vận tốc cắt và các thông số nhám trên hình 3.2 Bảng 3.1: Kết quả đo nhám bề mặt tương ứng với các chế độ cắt thiết kế TT TT V (m/p) S (mm/v) t (mm) Ra (µm) 1 100 0,1 0,12 0,33 0,40 0,34 2 120 0,1 0,12 0,45 0,43 0,46 3 140 0,1 0,12 0,38 0,39 0,37 4 160 0,1 0,12 0,40 0,50 0,51 5 180 0,1 0,12 0,53 0,56 0,60 Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 75 Hình 3.2: Đồ thị quan hệ giữa vận tốc cắt và nhám Ra,Rz 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 100 120 140 160 180 v(m/p) R a, R z Ra Rz Hình 3.3: 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 [µm] (a) (b) (c) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 76 Khảo sát mặt sau các mảnh dao PCBN khi sử dụng ba chế độ công nghệ khác nhau với vận tốc cắt thay đổi từ 140 m/p đến 180 m/p (Hình 3.3(a); 3.3(b); 3.3(c)) cho thấy mòn mặt sau luôn tồn tại từ lưỡi cắt chính với độ cao hs tăng dần từ phía mũi dao đến cuối chiều dài cắt trên lưỡi cắt chính và đều đạt hsmax ≈ 0,1 mm mặc dù thời gian cắt khác nhau rất nhiều. Hình 3.4: (a) Ảnh phóng to vùng mòn mặt sau trên lưỡi cắt chính từ hình 3.3(c) (b) Ảnh phóng to vùng “phồng” dưới lưỡi cắt phụ từ hình 3.3(b). (c) So sánh cấu trúc tế vi vùng “phồng” dưới lưỡi cắt phụ (c ’) với cấu trúc tế vi nguyên thuỷ của PCBN (c) (d) Ảnh phóng to vùng dính vật liệu gia công trên mặt sau dưới lưỡi cắt phụ từ hình 3.3(c). (c) (c’) (d) (b) (a) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 77 Cấu trúc của bề mặt mòn này bao gồm lớp dính của vật liệu gia công trên bề mặt và các vết cào xước (Hình 3.4(a)). Các rãnh mòn có chiều sâu lớn hơn khi tăng vận tốc cắt. Khi cắt với vận tốc cắt 180 m/p sau 7,69 phút trên mặt sau suất hiện hai vùng bị “phồng” phía dưới lưỡi cắt chính và phụ nhưng vùng bị “phồng” dưới lưỡi cắt phụ lớn hơn và gần mũi dao hơn (Hình 3.3(a)). Hình 3.5: (a) Ảnh mặt trước của mảnh dao PCBN cắt với vận tốc cắt 160 m/p sau 12,36 phút. (b) Ảnh phóng to thể hiện cơ chế phá huỷ lưỡi cắt phụ từ hình 3.4(a) 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 dưới lưỡi cắt phụ. Tiếp tục giảm vận tốc cắt tới 140 m/p, sau 19,72 phút, trên mặt sau chỉ tồn tại vùng dính vật liệu gia công (Hình 3.3(c)). Kết quả phân tích vùng “phồng” dưới lưỡi cắt phụ chỉ ra trên hình 3.4(b). Vật liệu dụng cụ trong vùng này bị “phồng” lên từng mảng và lần lượt bong ra khỏi mặt sau tạo thành những hốc rộng và nông trên bề mặt này. Hình 3.4(c) là cấu trúc bề mặt nguyên thuỷ của mảnh dao PCBN và hình 3.4(c ’) là (a) (b) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 78 cấu trúc bề mặt của mảnh dao PCBN trên vùng phồng. Rõ ràng mật độ các hạt PCBN trên vùng “phồng” cao hơn rất nhiều so với mật độ PCBN trên bề mặt nguyên thuỷ. Ảnh trên hình 3.4(d) phóng to vùng dính vật liệu gia công phía dưới lưỡi cắt phụ từ hình 3.3 (c). Trên vùng này, vật liệu gia công bám lên bề mặt sau thành lớp và sau đó bong ra từng mảng để lộ các mảng vật liệu dụng cụ bên dưới là hình ảnh của cơ chế mòn dính. Ảnh trên hình 3.5(a) thể hiện vùng lưỡi cắt phụ trên mặt trước gần mũi dao bị phá huỷ sau 12,36 phút cắt với vận tốc cắt 160 m/p. Cơ chế phá huỷ của vùng này là sự vỡ ra từng mảng vật liệu dụng cụ dưới tác dụng của lực cắt trong các mặt phẳng gần vuông góc với mặt trước (hình 3.5(b)). Quá trình phá huỷ bộ phận lưỡi cắt phụ phát triển dần đến mũi dao và làm tăng nhám bề mặt gia công. 3.4. Phân tích kết quả thí nghiệm Cơ chế mòn mặt sau trên lưỡi cắt chính hoàn toàn phù hợp với nghiên cứu [14,13, 39,15]. Đó là do tương tác giữa lớp dính vật liệu gia công trên mặt sau với chất dính kết của vật liệu dụng cụ làm các hạt PCBN bị tách ra khỏi mặt sau tạo nên nguồn hạt cứng và gây cào xước bề mặt sau. Các hạt các bít (FeCr)3C với mật độ cao và đường kính xấp xỉ 3 µm trong thép 9XC cũng là một nguyên nhân gây ra mòn do cào xước trên bề mặt sau. Mòn mặt sau từ lưỡi cắt chính xảy ra liên tục với tốc độ chậm. Chiều cao mòn hs tăng khi tăng vận tốc cắt, vận tốc cắt càng cao tốc độ mòn càng lớn. 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 dưới lưỡi cắt chính và phụ khi cắt với vận tốc 180 m/p; và chỉ dưới lưỡi cắt phụ khi cắt với vận tốc 160 m/p là nguyên nhân chủ yếu gây phá huỷ lưỡi cắt phụ, làm tăng nhám bề mặt dẫn tới phá huỷ mũi dao. Mòn ở vùng này xảy ra với tốc độ cao do vật liệu của dao trên mặt Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 79 sau bị bong ra từng mảng làm yếu vùng dưới lưỡi cắt, đặc biệt là vùng dưới lưỡi 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 180 m/p xuống 160 m/p (tức là giảm nhiệt cắt) mòn dạng này chỉ còn tồn tại dưới lưỡi cắt phụ nhưng phát triển chậm hơn (sau 12,36 phút so với 7,69 phút) và gây phá huỷ lưỡi cắt phụ như trên hình 3.5(a) và 3.5(b). Từ ảnh trên hình 3.4(d) cho thấy, khi giảm vận tốc cắt tới 140 m/p, sau 19,72 phút cắt, cơ chế mòn chính trên mặt sau dưới lưỡi cắt phụ là mòn do dính. Giảm vận tốc cắt là giảm nhiệt độ phát triển trên vùng mặt sau dẫn đến thay đổi cơ chế mòn từ mòn do nhiệt sang mòn do dính. Từ ảnh trên hình 3.4(b) có thể giải thích bản chất hình thành vùng “phồng” 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 ôxi hoá chất dính kết của vật liệu dụng cụ trên bề mặt vùng “phồng” làm các hạt PCBN dễ bị bật ra khỏi vùng này và ôxi hoá sâu vào các lớp bên trong (hình 3.4(c’); 3.4(c)). Sau đó từng mảnh vật liệu dụng cụ bị bong ra dưới tác dụng của lực ma sát trên mặt sau. Đây là kết quả nghiên cứu mới so với cá c nghiên cứu trước đây về cơ chế mòn dụng cụ khi tiện cứng. Từ hình 3.3 và hình 3.4 có thể thấy rằng vùng mặt sau dưới lưỡi cắt phụ là vùng chịu ảnh hưởng nặng nề 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 sự phá huỷ lưỡi cắt phụ và mũi dao. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 80 Từ các kết quả thí nghiệm có thể thấy rằng với các vận tốc cắt sử dụng trong nghiên cứu, nhám bề mặt đạt được thay đổi t rong phạm vi từ 0,3 µm đến khoảng 0,6 µm theo thang đo Ra. Tuy nhiên xác định vận tốc cắt tối ưu để đạt được nhám bề mặt tốt nhất ta phải sử dụng phương trình hồi quy và xử lý số liệu thực nghiệm. 3.5. Phương trình hồi quy Quá trình tiện cứng bằng dao gắn mảnh PCBN là một quá trình gia công có cơ chế phức tạp, chịu nhiều ảnh hưởng của các thông số và sự tác động của các thông số đến quá trình là rất phức tạp. Để xác định vận tốc cắt mà tại đó nhám bề mặt đạt giá trị nhỏ nhất ta phải xử lý các số liệu thực nghiệm. Phương trình sử dụng làm phương trình hồi quy thích hợp nhất trong cắt kim loại được tác giả sử dụng trong nghiên cứu có dạng như sau: lnRa = bo + b1lnV + b2lnS + b3lnt + b11(lnV)2 + b22(lnS)2 + b33(lnt)2 + b12(lnV)(lnS) + b13(lnVc)(lnt) + b23(lnS)(lnt) (3 - 1) Đây là phương trình bậc hai với ba biến độc lập lnS, lnV và lnt. Khi t = const và S = const ta có phương trình như sau: lnRa = β 1 + β 2lnV + β 3lnS + β 4(lnV)2 + β 5(lnS)2 + β 6(lnV)(lnS) (3 - 2) Trong nghiên cứu này, giá trị vận tốc cắt V = 160 m/p bị loại ra khỏi phần nghiên cứu hồi quy vì như trên, với sự hình thành của các vùng phồng rộp do nhiệt ở vùng dưới lưỡi cắt phụ làm suy giảm sức bền vật liệu dưới lưỡi cắt dẫn đến mũi dao bị phá huỷ tương đối nhanh. Vì thế vận tốc cắt V ≥ 160 m/p không nên sử dụng khi tiện cứng thép 9XC. Để hồi quy các kết quả thí nghiệm về phương trình (3-2) và xác định vận tốc cắt tối ưu để đạt được nhám bề mặt nhỏ nhất, sử dụng phần mềm MatLab được kết quả hồi quy là: lnRa = - 171,038 + 6,4448lnS + 67,3917lnV + 2,1152lnS.lnV + 0,44158 (lnS)2 – 6,0176 (lnV)2 (3 - 3) Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 81 4.2 4.4 4.6 4.8 5 4.5 5 5.5 5.6 5.8 6 6.2 6.4 LnS LnV Ln R a Kết quả chạy chương trình cho hệ số biến thiên giải thích: R2 = 0,85278 Hệ số Fo = 17,3774 tương ứng với giá trị của p = 9,081e-006 Đồ thị của phương trình (3 - 3) được thể hiện trên hình 3.6. Ứng với t = 0,12mm, Ra đạt min tại vận tốc cắt nhỏ nhất V = 100 m/p. Kết quả xác định vùng nhám có giá trị nhỏ chỉ ra trên hình 3.7. Giá trị nhỏ nhất của nhám bề mặt là Ramin = 0,221µm – 0,30 µm. Hình 3.6: Mặt hồi quy dạng Loga của nhám bề mặt Ra theo loga của lượng chạy dao S và vận tốc V khi t = 0,12 mm. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 82 50 100 150 90 100 110 120 130 140 150 200 400 600 S(mm/v) V(m/p) R a( m m .e -6 ) 211 300 350 400 400 S(mm.e-3/v) V( m /p ) 60 80 100 120 140 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Hình 3.7: Đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa nhám bề mặt Ra và S,V. Các vùng nhám bề mặt Ra nhận giá trị tối ưu (t = 0,12 mm). Với chiều sâu cắt t = 0,12mm, kết quả hồi quy xác định vận tốc cắt tối ưu để đạt được tuổi bền cao nhất là Tmax = 49,37 cm2 tại vận tốc cắt lớn nhất V = 140m/p. Đồ thị của mặt hồi quy chỉ ra trên hình 3.8. Kết quả xác định vùng tuổi bền có giá trị lớn chỉ ra trên hình 3.9. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 83 Hình 3.8: Mặt hồi quy dạng loga của tuổi bền T theo loga của lượng chạy dao S và vận tốc V khi t = 0,12 mm. 4.2 4.4 4.6 4.8 5 4.5 5 5.5 3 3.2 3.4 3.6 3.8 LnS LnV Ln T 50 100 150 100 120 140 20 25 30 35 40 45 50 S(mm.e-3/v) V(m/p) T( cm 2) 30 30 40 4 S(mm/p) V( m /p ) 80 100 120 100 105 110 115 120 125 130 135 Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 84 Hình 3.9: Đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa tuổi bền dụng cụ cắt T và S, V. Các vùng tuổi bền T nhận giá trị tối ưu (t = 0,12 mm) 3.6. Kết luận Ba cơ chế mòn chính khi tiện cứng thép 9XC qua tôi khi thay đổi vận tốc cắt từ 160 m/p đến 180 m/p là do mòn dính, mòn do cào xước và mòn do nhiệt. Mòn do nhiệt là dạng mòn chính do dãn nở nhiệt cục bộ của lớp vật liệu dụng cụ trên mặt sau kết hợp với quá trình ôxi hoá ở nhiệt độ cao làm bong các mảnh vật liệu dụng cụ ra khỏi bề mặt. Mòn phát triển nhanh hơn ở vùng dưới lưỡi cắt phụ làm tăng nhám bề mặt và phá huỷ mũi dao. Mòn mặt sau từ lưỡi cắt chính là mòn do dính và mòn do cào xước gây ra bởi các hạt PCBN khi bị bong ra từ vật liệu dụng cụ và các hạt các bít trong vật liệu gia công.Tốc độ mòn tỉ lệ thuận với vận tốc cắt. Khi giảm vân tốc cắt tới 140 m/p, cơ chế mòn do nhiệt không tồn tại mà chỉ còn cơ chế mòn do dính trên mặt sau dưới lưỡi cắt phụ. Mòn do nhiệt phát triển rộng hơn và nhanh hơn trên vùng mặt sau dưới lưỡi cắt phụ là vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu để tìm ra bản chất của hiện tượng này. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 85 CHƯƠNG IV KẾT LUẬN CHUNG VÀ PHƯƠNG HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO CỦA ĐỀ TÀI 4.1. Kết luận chung Các kết quả của nghiên cứu cho thấy khi tiện tinh thép 9XC bằng dao PCBN mòn mặt trước và mặt sau là hai dạng mòn chủ yếu. trong giai đoạn đầu, cơ chế mòn mặt trước chủ yếu là biến dạng dẻo do tác dụng cào xước của các hạt cứng trong thép và sự tách ra khỏi bề mặt của các hạt CBN. Cơ chế mòn mặt sau là quá trình bóc tách của các hạt CBN do pha thứ hai của vật liệu dụng cụ bị yếu đi khi tương tác với vật liệu gia công. Trong giai đoạn sau, cơ chế mòn mặt trước là do mỏi dính với sự bóc tách của từng mảng vật liệu trên mặt trước. Cơ chế mòn mặt sau có thể liên quan đến nhiệt, số chu kỳ cào xước của hạt cứng và dính kết hợp với tác dụng ôxi hoá của ôxi từ môi trường tạo nên các mảng dạng vẩy và bong ra khỏi mặt sau. Ba cơ chế mòn chính khi tiện cứng thép 9XC qua tôi khi thay đổi vận tốc cắt từ 160 m/p đến 180 m/p là do mòn dính, mòn do cào xước và mòn do nhiệt. Mòn do nhiệt là dạng mòn chính do dãn nở nhiệt cục bộ của lớp vật liệu dụng cụ trên mặt sau kết hợp với quá trình ôxi hoá ở nhiệt độ cao làm bong các mảnh vật liệu dụng cụ ra khỏi bề mặt. Mòn phát triển nhanh hơn ở vùng dưới lưỡi cắt phụ làm tăng nhám bề mặt và phá huỷ mũi dao. Mòn mặt sau từ lưỡi cắt chính là mòn do dính và mòn do cào xước gây ra bởi các hạt PCBN khi bị bong ra từ vật liệ dụng cụ và các hạt các bít trong vật liệu gia công.Tốc độ mòn tỉ lệ thuận với vận tốc cắt. Khi giảm vân tốc cắt tới 140 m/p, cơ chế mòn do nhiệt không tồn tại mà chỉ còn cơ chế mòn do dính trên mặt sau dưới lưỡi cắt phụ. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 86 Mòn do nhiệt phát triển rộng hơn và nhanh hơn trên vùng mặt sau dưới lưỡi cắt phụ là vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu để tìm ra bản chất của hiện tượng này. Từ kết quả nghiên cứu có thể thấy khi gia công tinh thép 9XC tôi cứng trên HRC = 50, không nên sử dụng vận tốc cắt ≥ 160 m/p vì ở vận tốc cắt này dụng cụ sẽ bị phá huỷ rất nhanh do nhiệt. 4.2. Phương hướng nghiên cứu tiếp theo Sử dụng phương pháp cắt trực giao để nghiên cứu bản chất tương tác ma sát trong tiện cứng. Nghiên cứu mối quan hệ giữa trường nhiệt độ phát triển ở vùng mũi lưỡi cắt với nhám bề mặt và tuổi bền của dụng cụ. Nghiên cứu ảnh hưởng của cấu trúc tế vi lớp bề mặt đến nhám bề mặt và tuổi bền của dụng cụ. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 87 TÀI LIỆU THAM KHẢO 1.Trần Văn Địch (2004), Gia công tinh bề mặt chi tiết máy, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. 2.Trần Văn Địch, Nguyễn Trọng Bình, Nguyễn Thế Đạt, Nguyễn Viết Tiếp, Trần Xuân Việt (2006), Công nghệ chế tạo máy, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. 3.Trần Văn Địch (2003), Nghiên cứu độ chính xác gia công bằng thực nghiệm, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. 4.Trần Hữu Đà, Nguyễn Văn Hùng, Cao Thanh Long (1998), Cơ sở chất lượng của quá trình cắt, Trường ĐHKTCN Thái Nguyên. 5. Nguyễn Văn Hùng (2003), Luận án tiến sỹ: “Nghiên cứu tối ưu các thông số của quá trình mài điện hoá bằng mài kim cương khi gia công hợp kim cứng, Trường ĐHBK Hà Nội. 6. Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Trần Sỹ Tuý (2001), Nguyên lý gia công vật liệu, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật. 7. Trần Thế Lục (1988), Giáo trình Mòn và Tuổi bền của dụng cụ cắt, Khoa cơ khí - Trường ĐHBK Hà Nội. 8. Phan Quang Thế (2002), Luận án tiến sỹ: “Nghiên cứu khả năng làm việc của dụng cụ thép gió phủ dùng cắt thép các bon trung bình”, Trường ĐHBK Hà Nội. 9. Nguyễn Quốc Tuấn (2005), Cơ sở chất lượng của quá trình cắt, Trường ĐHKTCN Thái Nguyên. 10. Phan Quang Thế, Trần Ngọc Giang (2008), “Nghiên cứu cơ chế mòn dao gắn mảnh PCBN sử dụng tiện tinh thép 9XC qua tôi”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, tập 2, số 4 (48). Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 88 11.Trent E.M and Wright P.K (2000), Metal cutting, Butterworth – Heinemann USA. 12. Kishawy H.A. Elbestawy (1999), “Effects of Process Parameters on Materials Side Flow during Hard Turning”, International Journal ơf Machine Tools and Manufacturing, Vol 39, pp. 1017 – 1030. 13. Kevin Chou Y, Evans C.J, Barash M.M (2002), “Experimental Investigation on CBN Turning ơf Hardened AIAI 52100 Steel”,Journal of Materials Processing Technology, Vol 124, pp. 274 – 283. 14. Poulachon.G, Moisan.A, Jawahir.I.S,(2001), “Tool Wear Mechanism in Hard Turning with Polycrystalline Cubic Boron Nitri Tools”, Wear, Vol.250, pp.576-586. 15. Poulachon.G, Bandyopadhyay.B.P, Jawahir.I.S, Pheulpin.S, Seguin.E, (2004), “Wear Behavior of CBN while Turning Various Hardened Steels”, Wear, Vol. 256, pp.302-310. 16. Zimmermann.M, Lahres.M, Viens.D.V, Laube.B.L,(1997), “Investigations of the Wear of Cubic Boron Nitride Cutting Tools Using Auger Electron Spectrocopy and X-ray analysis by EPMA”, Wear, Vol.209, pp.241-246. 17. Liu.X.L, Wen.D.H, Li.Z.J, Xiao.L, Yan.F.G, (2002), “Experimental Study on Hard Turning Hardened GCr15 Steel with PBCN Tool”, Journal of Materials Processing Technology, Vol.129, pp. 217-222. 18. Varadarajan. A.S, Philip. P.K, Ramamoorthy. B, (2002), “Investigastion of Hard Turning with Minimal Cutting Fluid Application (HTMF) and its Comparison with Dry and Wet Turning”, International Journal of Machine Tools and Manufacturing, Vol. 42, pp. 1993-2000. 19. Stephenson D.A and Agapiou J.S (1997), Metal Cutting Theory and Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 89 Practice, Marcel Dekker, Inc, USA. 20. Shaw M. C, (1989), Metal Cutting Principles, Oxford University Press, New York. 21. Loladze T. N, (1976), "Tribology of Metal Cutting and Creation of New Tool Materials", Annals of the CIRP, Vol. 25. Pp. 83-88. 22. Boothroyd G, (1975), Fundamemtals of Machining Machine Tools, Scripta Book Company, USA. 23. Loffler F. H.W, (1994), "Systematics Approach to Improve the Performance of PVD Coatings for Tools Applications", Surface and Coatings Technology, Vol. 68/69, pp. 729-740. 24. Loladze T. N. (1958), Wear of Cutting Tools, Mashqiz, Moscow. 25. Armarego E. J. A and Brown, R. H, (1969), The Machining of Metals, Prentice Hall, Inc, New Jersey. 26. Colwell L. V, (1963), "Resume and Critique of Papers Part two", International Research in production Engineering, The American Society of mechanical Engineers, New York, pp. 83-88. 27. Brierley R. G and Siekmann H. J, (1964), Machining Principles and Cost Control, Mc Graw-Hill Book Company, London. 28. Min W and Youzhen Z, (1988), "Diffusion Wear in Milling Titanium Alloys", Materials Science and technology, Vol. 4. pp. 548-553. 29. Trent E. M, (1967), “Metallurgical Changes at the Tool/Work Interface”, Machinability, ISI Special Report 94, The Iron and Steel Institute, Portsmouth, pp. 79-87. 30. Ekemar. S, (1982), “Coated Indexable Cemented Carbide Inserts - A Development in Progress”, Modern Trends in Cutting Tool, Society of Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 90 Manufacturing Engineers, Michigan, pp. 24-26. 31. Hau-Bracamonte, J. L, (1981), “Partial Austenitisation within Flow Zone when Cutting a Low Carbon Steel”, Metals Technology, November, 1981, pp. 447- 450. 32. Ahman L.. Stridh B and Wisell H, (1990), “Diffusion and Continuous Wear of High Speed Steel Cutting Tools”, Materials Science and Technology, Vol 43/44, pp. 1074-1085. 33. 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, Vol. 43, pp. 317-326. 34. Ren.X.J, Yang.Q.X, James.R.D, Wang.L, (2004), “Cutting Temperature in Hard Turning Chromium Hardfacings with PCBN Tooling”, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 147, pp. 38-44. 35. 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 Materials Processing Technology, Vol. 129, pp. 200-206. 36. Poulachon.G, Albert.A, Schluraff. M, Jawahir.I.S, (2005), “An Experimental Investigation of Work Material Microstructure Effects on White Layer Formation in PBCN Hard Turning”, International Journal of Machine Tools and Manufacturing, Vol. 45, pp. 211-218. 37. Hua.R and others, (2005), “Effects of Feeds Rate, Workpiece Hardness and Cutting Edge on Subsurface Residual Stress in the Hard Turning of Bearing Steel Using Chamfer + Hone Cutting Edge Geometry”, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 394, pp. 238-248. Số hóa bởi Trung tâm Học liệu – Đại học Thái Nguyên 91 38. Zorev N.N, (1966), Metal Cutting Mechanics, Pergamon Press, New Your. 39. Kevin Chou Y, Evans Chris J, (1997), Tool Wear Mechanism in Continuous Cutting of hardened Tool Steels, Wear, Vol. 212, pp.59 – 65. 40. Rezhicob A.N, (1969), Heat Generation in Metal Cutting, Mosscow. 41. Tay A.O. Stevenson M.G and De Vahl G, (1976), A numerical method for calculating temperature distributions in machining from force an shear angle measurements, International Journal of machine Tools and Manufacture,Vol. 16, pp. 335 – 349. 42. Zorev N.N, (1963), Interrelationship between shear processes occuring along tool face and on shear plane in metal cutting, International research in production engineering, The American Society of mechanical Engineers, New York, pp. 48 – 67. 43. Jun C.K and Smith K.H, (1994), Alumina Silicon carbide whisher composite tools, Ceramic Cutting Tools, Noyes Publications, New Jersey, USA, pp. 86 – 111. 44. Tay A.O. Stevenson M.G and De Vahl Davis G, (1974), Using the Finite Element Method to Determine temperature Distribution in orthogonal machining, Proceedings of Institutions Mechanical Engineers, Vol 188, pp. 627 – 638. 45. Ivett Viktoria BANA, (2006), Manufacturing of high precision bores. 46. J.M. Zhou, H. Walter, M. Andersson, J.E. Stahl, (2003), Effect of chamfer angle on wear of PCBN cutting tool, International Journal of Machine Tools & Manufacture 43, 301 – 305.