Luận án nghiên cứu hệ thống cách ly dao động có độ cứng gần bằng không tt

Mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su: - Một mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su đã đ

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

CHƯƠNG 1: GIỚI THIỆU

Trong các hệ thống kỹ thuật, dao động là một trong những nguyên nhân gây ra sự hư hỏng hoặc không ổn định của máy móc thiết bị Hơn nữa, dao động cũng ảnh hưởng trực tiếp đến sức khỏe cũng như hiệu quả làm việc và giảm sự thoải mái của con người khi họ phải làm việc trên những hệ thống có tồn tại những dao động không mong muốn Ví dụ, khi xe cộ di chuyển trên mặt đường thì sàn xe vẫn bị rung động do mặt đường luôn gồ ghề và động cơ thì luôn sinh ra rung động, dù trên

xe có trang bị những hệ thống giảm xốc

Đặc biệt là dao động với tần số thấp (<25 Hz), có sự nguy hiểm đối với cột sống con người [1-2] trong đó các tác giả thực hiện để khảo sát sự không thoải mái Kế đó, trong tài liệu [3], mười hai nguyên nhân gây ra sự không thoải mái cho con người khi phải làm việc trẹn những hệ thống tồn tại những dao động tần số thấp (<5Hz)

Do đó, để loại bỏ các ảnh hưởng của dao động không mong muốn, cần phải loại bỏ nguồn gây ra dao động Tuy nhiên, việc này không phải lúc nào cũng thực hiện được, bởi vì dao động luôn luôn được sinh ra bởi quá trình làm việc của máy móc, thiết bị và mặt đường thì luôn gồ ghề Vì lí do này, việc sử dụng một bộ cách ly thông minh đặt giữa tải trọng cách ly

và nguồn gây ra dao động không mong muốn là cần thiết Tuy nhiên, các bộ cách ly truyền thống hiện nay gồm một phần tử đàn hồi và một giảm chấn thì rất khó để ngăn sự truyền các dao động tần số thấp đến các phần tử khác của hệ thống Vì vậy, mục tiêu của luận án này là phát triển một hệ thống cách ly dao động tích cực có độ cứng gần bằng không

Mục tiêu của nghiên cứu này là phát triển một hệ thống cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không mà có thể mở rộng vùng cách ly hướng đến tần số thấp, tăng tốc độ suy giảm dao động so với bộ cách ly dao động truyền thống tương đương nhưng vẫn duy trì được khả năng đỡ tải và biến dạng tĩnh thấp

Để đạt được mục đích nói trên, có một số vấn đề cần giải quyết như sau:

- Nghiên cứu một cách toàn diện các mô hình cách ly dao động gồm chủ động và bị động, các ưu điểm cũng như giới hạn của từng loại;

- Phát triển một mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng những phần tử đàn hồi phi kim loại;

- Nghiên cứu và nhận dạng đặc tính đàn hồi của phần tử đàn hồi phi kim loại;

- Phân tích đáp ứng động học phi tuyến gồm hiện tượng rẽ nhánh và hiện tượng nhảy tần số;

- Mô phỏng, thực nghiệm và đánh giá mô hình được đề xuất

Phạm vi nghiên cứu của luận văn là:

- Phần tử đàn hồi phi kim loại là lò xo khí

- Vùng cách ly nằm trong vùng từ 5-10 Hz, tương ứng 32-63 (rad/s)

Kế thừa: nghiên cứu và phân tích những công trình trước đó liên quan đến các phương pháp cách ly dao động để phát

triển một mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không

Phân tích: thiết lập mô hình độ cứng, phương trình động học, phương trình truyền dao động của hệ thống thông qua sử

dụng các định luật nhiệt động lực học, phương trình khí lý tưởng, các định luật cơ học,

Mô phỏng: từ các kết quả phân tích, phương pháp mô phỏng được nhận dạng để xác định đáp ứng động học phi tuyến

và hiệu quả cách ly của hệ thống

Thực nghiệm: nhận dạng và so sánh đáp ứng động học và hiệu quả cách ly của mô hình được đề xuất với mô hình cách

ly truyền thống tương đương

Để đạt mục tiêu nói trên, luận văn này giải quyết các vấn đề như sau:

Tổng quan:

- Nghiên cứu sự cần thiết của cách ly dao động đặc biệt là dưới kích động có tần số thấp;

- Tham khảo các phương pháp cách ly dao động trong những nghiên cứu trước đây;

- Trình bày tính cấp thiết của đề tài, mục tiêu, phạm vi nghiên cứu và đối tượng nghiên cứu của đề tài Hơn nữa, ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn của đề tài cũng được nêu

Cơ sở lý thuyết liên quan: để khảo sát đáp ứng động học, sự ổn định và sự truyền dao động của mô hình đề xuất, sự

ổn định và sự truyền dao động của mô hình được đề xuất, một số 1ý thuyết liên quan chẳng hạn nhiệt động lực học, Normal form, Multi-scale và Poincare map được sử dụng Ngoài ra, một số mô hình chẳng hạn mô hình Berg, Kelvin-

Voigt cũng được sử dụng để phân tích đặc tính của hệ thống được đề xuất

Mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su:

- Một mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su đã được giới thiệu;

- Các mô hình lực chẳng hạn như lực khí nén, lực ma sát và lực đàn nhớt được phân tích;

- Mô hình thực nghiệm được thiết lập để nhận dạng đặc tính đàn hồi của lò xo khí cao su;

- Mô hình độ cứng và phương trình động lực học được thiết lập và phân tích động học phức tạp của hệ thống;

- Các ảnh hưởng của các thông số cấu hình lên đường cong độ cứng và vị trí cân bằng được phân tích;

- Sự ổn định và truyền dao động của hệ thống được khảo sát, hiện tượng nhảy tần số và rẽ nhánh được khảo sát;

- Thực nghiệm so sánh hiệu quả cách ly giữa mô hình được đề xuất và mô hình cách ly truyền thống tương đương được thực hiện

Mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng xy lanh khí nén:

- Một hiệu chỉnh nhỏ của mô hỉnh cách ly được đề xuất nói trên là thay vì sử dụng lò xo khí cao su thì sử dụng xy lanh khí nén được đề xuất;

- Độ cứng của xylanh khí nén được phân tích và mô hình ma sát được khảo sát bằng công nghệ mô phỏng ảo;

- Độ cứng của mô hình cách ly được hiệu chỉnh được tìm ra Độ cứng của mỗi cơ cấu và vị trí cân bằng của mô hình hiệu chỉnh được phân tích;

- Các ảnh hưởng của thông số cấu hình như thể tích bình phụ, góc nghiêng lên hệ thống được xem xét;

- Mối quan hệ biên độ-tần số và sự ổn định của nghiệm trạng thái ổn định được nghiên cứu Đồng thời, các đường cong biên độ-tần số đạt được bằng phương pháp Multi-scale và thuật toán Runge-kutta bậc 4 được so sánh;

- Đáp ứng động học của hệ cũng được xây dựng và phân tích, vùng điều kiện ban đầu bao gồm vị trí, vận tốc ảnh hưởng lên đáp ứng động học đã được khảo sát trong 3 trường hợp

1.7 Với những nội dung được đề gặp như trên, nội dung luận văn được trình bày như sau:

Chương 1: Giới thiệu

Chương 2: Tổng quan

Chương 3: Cơ sở lý thuyết liên quan

Chương 4: Bộ cách ly dao động tích cực độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su

Chương 5: Bộ cách ly dao động tích cực độ cứng gần bằng không sử dụng xy lanh khí nén

Chương 6: Kết luận và hướng nghiên cứu sắp tới

Các công trình đã được xuất bản

Tài liệu tham khảo

1.8 Một số kết quả đạt được:

Với mục tiêu và nội dung luận văn như trên, thu được một số kết quả như sau:

- Các mô hình vật lý của bộ cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su và xy lanh khí nén

đã được biểu diễn;

- Mô hình toán của hệ thống được đề xuất được xác định;

- Phương trình đặc tính truyền dao động được tìm ra và phân tích;

- Các ảnh hưởng của thông số cấu hình lên độ cứng của hệ thống được phân tích;

- Thực nghiệm để nhận dạng lò xo khí cao su và xylanh khí được thiết lập;

- Thực nghiệm để so sánh hiệu quả cách ly của mô hình được đề xuất và mô hình cách ly truyền thống tương đương được thực hiện;

- Quá trình thiết kế một bộ cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không được đề xuất

1.9 Ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn của luận án:

- Thiết lập phương trình truyền dao động của hệ thống;

- Nghiên cứu các ảnh hưởng của thông số cấu hình lên đáp ứng động học phi tuyến của hệ thống;

- Bằng thực nghiệm so sánh hiệu quả cách ly của mô hình được đề xuất với mô hình cách ly truyền thống

Ý nghĩa thực tiễn:

- Những kết quả nghiên cứu này có ý nghĩa rất lớn cho việc đề xuất quy trình thiết kế một bộ cách ly dao động tích cực có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí Mô hình thiết kế có thể được ứng dụng trong nhiều lĩnh vực: hệ thống treo của xe, ghế cách ly dao động cho tài xế và hành khách, các bục hoặc bàn cách ly cho các thiết bị đo lường…

- Đặc biệt, mô hình này dễ dàng gia công chế tạo trong nước

TÓM TẮT CHƯƠNG 1

Trong chương này, sự cần thiết của cách ly dao động đã được trình bày Kế tiếp, các công trình về lĩnh vực cách ly dao động được nghiên cứu và tổng hợp Từ đó, một mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không được phát triển để đáp ứng những yêu cầu nói trên

CHƯƠNG 2: TỔNG QUAN

Các phương pháp lý thuyết về cách ly dao động cùng với các công trình nghiên cứu về lĩnh vực cách ly dao động, đặc biệt là dưới tần số thấp được phân tích Những lợi ích cũng như những hạn chế của các phương pháp cách ly dao động cũng được đề cập Cuối cùng, một mô hình cách ly dao động sẽ được giới thiệu có thể khắc phục những nhược điểm của các bộ cách ly trước đó

2.2.1 Mô hình cách ly dao động sử dụng lò xo Euler:

Để mở rộng vùng cách ly dao động, một trong những phương pháp hiệu quả là giảm độ cứng, phương pháp này đã được nghiên cứu bởi nhiều tác giả Chẳng hạn, trong mô hình của N Virgin và các cộng sự, E.J Chin và các cộng sự J Winterflood

Để khắc phục những hạn chế đã được nêu trên, các bộ cách ly dao động có độ cứng gần bằng không thu hút nhiều nhà

nghiên cứu quan tâm giải quyết Ví dụ như A Carrella và các cộng sự, Z Hao và các cộng sự, G Dong và các cộng sự, X Wang và các cộng sự

Hơn nữa, để nâng cao hiệu quả cách ly, rất cần thiết để thêm vào cơ cấu chấp hành một xylanh hoặc một động cơ Điều này làm cho hệ thống cách ly sẽ phức tạp và tốn kém hơn Dựa trên những điều này, sử dụng tính chất độ cứng tĩnh cao độ cứng động học thấp để phát triển một bộ cách ly

Ví dụ, C Liu và các cộng sự đã thực nghiệm một bộ cách ly có độ cứng gần bằng không với 5 lò xo có rãnh ngang K

Ye và các cộng sự [17] đã đề xuất một bộ cách ly dao động có các cơ cấu tịnh tiến-quay có đặc tính độ cứng gần bằng không Bên cạnh đó, lò xo từ cũng được sử dụng để nghiên cứu bộ cách ly dao động tần số thấp Chẳng hạn như một bộ cách ly Stewart có đặc tính độ cứng gần bằng không để cách ly từ 1 đến 6 bậc tự do được nghiên cứu sử dụng bởi G.Yan và các cộng

sự

Dù các mô hình cách ly dao động hiện tại có thể mang lại hiệu quả cách ly đối với dao động có tần số thấp Vẫn còn một

số nhược điểm như: mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không chỉ cho hiệu quả cách ly tốt nhất dưới tải trọng tối ưu Để duy trì hiệu quả cách ly, độ cứng động học của mô hình phải được hiệu chỉnh một cách phù hợp khi có sự tăng hoặc giảm tải trọng cách ly Điều này cho thấy đặc tính đàn hồi cuả lò xo phải được hiệu chỉnh thậm chí phần tử đàn hồi phải được thay thế Yêu cầu này rất khó đối với các mô hình cách ly dao động dùng lò xo cơ khí hoặc dùng nam châm vĩnh cữu Một loại phần tử đàn hồi khác có thể khắc phục các nhược điểm nói trên là lò xo khí, vì dễ điều chỉnh các hệ số của lò

xo và khả năng đỡ tải cao Vì vậy trong những năm gần đây, loại này được sử dụng rộng rãi trên các phương tiện xe cộ 37], các bục cách ly dao động [38-40],…việc nghiên cứu đặc tính của lò xo khí cao su đã thúc đẩy sự quan tâm của nhiều nhà khoa học, kỹ sư [41-43]

[35-CHƯƠNG 3: CƠ SỞ LÝ THUYẾT LIÊN QUAN

Để thực hiện các nội dung trong luận văn này, một số lý thuyết liên quan được tác giả sử dụng để khảo sát đáp ứng động học cùng với đặc tính truyền dao động của hệ thống chẳng hạn nhiệt động lực học, mô hình ma sát, mô hình đàn nhớt Thêm vào đó, các phương pháp toán bao gồm Normal form, Multi-scale, Runge-kutta, Poincare section cùng với thuật toán di truyền cũng được sử dụng để tìm nghiệm cho mô hình đã đề xuất

3.1 Lò xo khí:

3.1.1 Giới thiệu

Một hệ thống dùng khí nén như một phần tử đàn hồi được gọi là một lò xo khí Có 2 loại gồm lò xo khí cao su và xylanh khí nén Khả năng đỡ tải của một lò xo khí phụ thuộc vào tiết diện hiệu quả và áp suất khí bên trong Lò xo khí đưa ra nhiều lợi ích nổi bật chẳng hạn biến dạng tĩnh thấp và khả năng đỡ tải lớn, khả năng đàn hồi có thể điều chỉnh được thông qua hiệu chỉnh áp suất bên tromg lò xo khí, nghĩa là tỉ số lò xo có thể biến đổi và có thể điều khiển được

3.1.2 Cấu trúc chung của ống thổi cao su:

Kết cấu của một ống thổi cao su được mô tả bao gồm: ren lắp (1), vít lắp (2), đai ốc chìm (3), lỗ khí (4), tấm chặn trên (5), ống thổi cao su (6), bộ đệm bên trong (7), piston (8), bulong piston (9), vòng đai (10)

3.2 Mô hình toán của khí nén:

Theo định luật thứ nhất nhiệt động lực học [50], phương trình cân bằng năng lượng trong thể tích làm việc được diễn tả như sau:

Trong đó, dEin and dEout là năng lượng khí đường ống vào và ra, dEch là năng lượng trong lò xo khí, dEae là công khí giãn nở

và Q là nhiệt lượng tỏa ra môi trường

3.3 Mô hình ma sát của xylanh khí và vật liệu cao su:

3.3.1 Mô hình ma sát của xylanh khí:

Ma sát được sinh ra từ chuyển động tương đối giữa cần và xylanh Theo [51] mô hình ma sát (Ff) là sự kết hợp giữa ma sát Coulomb, ma sát nhớt và ma sát tĩnh

Mô hình lực ma sát được tính toán như sau:

Trong đó: Fc là lực ma sát Coulomb, Fs là lực ma sát tĩnh, vs là vận tốc Stribeck, v r là vận tốc tương đối giữa hai bề mặt tiếp

xúc,  là hệ số ma sát nhớt ns là số mũ của đường cong Stribeck

3.3.2 Mô hình ma sát của vật liệu cao su:

Ma sát được sinh ra bởi nền và sợi cốt Mô hình ma sát của vật liệu cao su được biểu diễn thông qua mô hình Berg [52]

Lực ma sát phụ thuộc vào mối quan hệ giữa dịch chuyển x và dịch chuyển tham chiếu (xref) được cho bởi:

max 2

max 2

x=x

x>x1

x<x1

khi x

Trong đó, Fref là lực tham chiếu tại dịch chuyển xref Ffrimax là lực ma sát tối đa x2 là chuyển vị tại đó lực ma sát đạt giá trị

Ffrimax /2 khi nó bắt đầu từ x=0, Ffri=0 Gia số a gần bằng Ffri/ Ffrimax chạy từ -1 đến 1

3.4 Mô hình đàn nhớt của vật liệu cao su:

Tính đàn nhớt của ống thổi cao su là một trong những tính chất gây ra hiện tượng trễ trong đáp ứng động học của lò xo khí cao su Mô hình phân số Kelvin-Voigt là một trong những phương pháp mạnh để mô tả đặc tính cao su này [53]

( ) ( ) c ( )

3.5 Phương pháp Normal form

Phương pháp Normal Form [54] được sử dụng để tìm nghiệm cơ bản của phương trình động học

3.6 Phương pháp Multi scale [55]

Phương pháp Runge-kutta là một phương pháp quan trọngđể tìm nghiệm xấp xỉ của phương trình vi phân được phát triển bởi hai nhà khoa học German mathematicians C Runge (1856–1927) và M W Kutta (1867–1944)

3.8 Poincaré section [57]

Mặt cắt ngang  cắt qua quỹ đạo pha được biểu diễn như trên hình 3.7 được gọi

là Poincare section Xét điểm Ao (xo, yo) là giao điểm giữa mặt cắt  và quỹ đạo pha,

điểm cắt kế tiếp A1 (x1, y1) và điểm này được gọi là điểm trở lại đầu tiên hoặc Poincare

map Ao Tương tự như vậy, A2(x2, y2) là điểm trở lại đầu tiên của A1(x1, y1) Quá trình

này có thể được diễn tả:

Với (x’, y’) là điểm trở lại đầu tiên của quỹ đạo (x, y) Để đạt được, điểm đầu tiên trở

lại bắt đầu từ Ao được diễn tả như sau:

3.9 Giới thiệu ngắn của thuật toán di truyền [58]

Thuật toán di truyền (GA) bao gồm 3 quá trình chính: tái tạo quần thể, sự ghép và đột biến Thuật toán GA tạo ra một chuỗi nhiễm sắc thể tương ứng với các giá trị của các biến mục đích để rút ra nghiệm gần giá trị tối ưu

CHƯƠNG 4: BỘ CÁCH LY DAO ĐỘNG CÓ ĐỘ CỨNG GẦN BẰNG KHÔNG SỬ DỤNG LÒ XO KHÍ CAO SU 4.1 Mô hình cơ khí của bộ cách ly được đề xuất:

Mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không “QSAVIM” đã được thiết kế gồm 2 cơ cấu được trình bày như hình 4.1 Cơ cấu ở trên có độ cứng dương được gọi là cơ cấu đỡ tải Cơ cấu còn lại ở phía dưới là cơ cấu hiệu chỉnh

độ cứng là cơ cấu có độ cứng âm Cơ cấu đỡ tải gồm 4 nêm số 8 có góc nêm góc nêm α, 4 con lăn số 3, và 2 lò xo khí cao

su số 1 Cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng gồm 4 cam bán nguyệt số 6, 4 con lăn số 4 và 2 lò xo khí cao su số 2 Mô hình này hoạt động dựa trên nguyên lý 2 cơ cấu có độ cứng đối nghịch nhau Vì vậy, mô hình đã đề xuất có độ cứng gần bằng không Trong thiết kế này, nêm và cam bán nguyệt được cố định lên chân bàn số 7 Đối tượng cách ly gồm có 4 chân bàn, tấm tải và tải cách ly 14 Trong suốt quá trình chuyển động các con lăn 3 và 4 luôn luôn lăn không trượt trên mặt nêm và cam bán nguyệt Tâm của các con lăn này chỉ chuyển động dọc theo phương ngang thông qua khối trượt 5 và thanh dẫn hướng 11 Thanh dẫn hướng này được cố định trên khung 12 Để khử hiện tượng ma sát trượt, một ổ trượt bi được chèn giữa con trượt 5 và thanh dẫn hướng 11 Ngoài ra, chân bàn chỉ chuyển động theo phương đứng nhờ ổ bi trượt 9 và thanh dẫn hướng 10

Hình 3.7 Poincaré section của

quỹ đạo pha

4.2 Mô hình đàn hồi của lò xo khí cao su:

Lực đàn hồi của lò xo khí cao su được đóng góp bởi 3 thành phần gồm

lực của khí nén (Fair), lực ma sát do chuyển động tương đối giữa lớp cốt và

sợi vải trong cấu tạo của ống thổi cao su với bề mặt của piston (Ffri), và lực

ma sát nhớt của vật liệu cao su (Fvie) Thông qua nguyên lý cộng dồn, (Đã

được xuất bản bởi Vo et al “Analysis model of restoring force of a rubber

air spring,” Journal of Vibroengineering), lực đàn hồi (Fs) của lò xo khí

cao su biểu diễn ở hình 4.3, được tính như sau:

Trong đó, Patm là áp suất khí quyển, P là áp suất của lò xo khí, Ae là tiết

diện hiệu quả của lò xo khí

Độ cứng (Kair)của khí nén được định nghĩa bằng vi phân phương trình

Trong đó, Ve là tiết diện hiệu quả của ống thổi, n là hệ số đa biến

Độ cứng của mô hình được cho ở phương trình (4.5) có thể được tuyến

tính hóa theo chiều cao hwh như sau:

Như đã đề cập trong chương 3, mô hình phân số

Kelvin-Voigt được sử dụng để mô tả tính trễ do đàn nhớt của ống thổi

cao su Phương trình chuyển động của mô hình phân số

Kelvin-Voigt (Fvie) đạt được như sau:

( ) ( ) c ( )

Trong đó: K

Các giá trị tối ưu của Ke, b, và c sẽ được xác định thông qua

việc tối thiểu hóa hàm chi phí như sau:

độ cứng gần bằng không QSAVIM, 1 and 2-

lò xo khí cao su, 3 và 4- các con lăn; 5-ổ đỡ; 6- các cam bán nguyệt; 7-chân bàn; 8-các góc nêm; 9-ổ bi trượt; 10 và 11- thanh dẫn hướng; 12- khung nền và 13-tấm tải cách ly, 14-tải cách ly (Được xuất bản bởi Vo và cộng sự Le

“Adaptive pneumatic vibration isolation platform”, Mechanical Systems and Signal

Load cell

Xy lanh

Van khí nén tỉ lệ

Cảm biến áp suất Van giảm áp đóng mởVanBình chứa

Với m là số tín hiệu kích động điều hòa, Fvie-1i, Fvie-2i là lực đàn nhớt tại

các thời điểm tương ứng chuyển vị bằng 0 và xio Kế đó, thuật toán di

truyền được sử dụng để xác định các giá trị tối ưu của mô hình đàn nhớt

trong phương trình (4.8) Mục đích là để tối thiểu hóa hàm chi phí của

phương trình (4.16)

4.2.4 Thực nghiệm và kết quả nhận dạng

Mô hình thực nghiệm được thiết lập như hình 4.4 trong đó ống thổi

cao su được bơm khí từ bình chứa khí thông qua một van đóng mở trong

khi đó áp suất bên trong ống thổi cao su được điều chỉnh bởi van điều

chỉnh áp suất Một đầu của lò xo được dịch chuyển thông qua 1 xy lanh

khí Vị trí của xy lanh khí được điều khiển bởi van khí nén tỉ lệ Đầu

còn lại được cố định trên một tấm đỡ tại đây lực có thể được đo bằng

một load cell Ngoài ra, áp suất bên trong ống thổi cao su được đo bởi

bộ chuyển đổi áp suất Giao tiếp giữa thiết bị ngoại vi (cảm biến, van tỉ

lệ, load cell) với máy tính là một NI-card 6221

Để đơn giản việc phân tích mô hình lực đàn hồi của lò xo khí cao su,

tiết diện hiệu quả (Ae) và thể tích hiệu quả (Ve) được biểu diễn xấp xỉ bởi các hàm đa thức được cho ở các phương trình (4.17) Ở đây, phương pháp bình phương tối thiểu được sử dụng để tìm các hệ số của hàm đa thức sao cho sai số giữa hàm xấp xỉ và dữ liệu thực nghiệm là tối thiểu Như quan sát trên hình 4.5,

đường cong xấp xỉ thì bám sát đường cong dự đoán

Kế tiếp, chuyển vị của piston với biên độ 10 mm và tần số 0.02 Hz được

xem xét Kết quả thực nghiệm ta có đường cong trễ của lực do ma sát được

trình bày trong hình 4.6 Bằng cách ứng dụng mô hình Berg, đường cong

dự đoán đường cong trễ ma sát được vẽ bằng nét liền Điều đó khẳng định

rằng mô hình Berg phù hợp với đường cong trễ thực nghiệm

Kế đến, xy lanh khí chuyển động với các tần số 0.1Hz, 0.2Hz, 0.5Hz,

1Hz, 1.5Hz, 2Hz, 2.5Hz, 3Hz, 4Hz, 5Hz, 6Hz, 7Hz và biên độ 8 mm được

sử dụng để dự đoán mô hình đàn nhớt Bằng cách sử dụng thuật toán di

truyền với mục đích tối thiểu hóa hàm chi phí của phương trình (4.16), các giá trị tối ưu thu được

1.325, 0.909, and 0.859

vie

K = b = c = Sau đó, đường cong dự đoán của mô hình lực đàn hồi như hình 4.8 Rõ ràng

là, mô hình lực đàn hồi của lò xo khí cao su và thực nghiệm kết quả bám với nhau

4.3 Phân tích tĩnh của bộ cách ly:

Sơ đồ nguyên lý của mô hình QSAVIM được biểu diễn ở hình 4.9(a) Trong đó, cơ cấu đỡ tải được biểu diễn trong hình chữ nhật nét đứt, cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng được biểu diễn trong hình chữ nhật nét chấm Có 2 trạng thái được định nghĩa như sau:

+ Trạng thái ban đầu (chưa biến dạng được biểu diễn bởi nét chấm như trên hình 4.9 (b) tại đó cả 2 lò xo đều không bị nén

Hình 4.5 Kết quả so sánh đường cong xấp xỉ với

đường cong dự đoán: (a) Tiết diện hiệu quả; (b) Thể tích hiệu quả (chú thích các loại đường ở góc trên

bên trái và bên phải hình vẽ)

Hình 4.6 So sánh mô hình Berg và mô hình thực

nghiệm

0 10 20 30 1.4x10 -4

Fitting curve Experimental curve Data of manufacturer

50 60 70 80 90 100 110 120 Thực nghiệm

50 100 150 200 250 Thực nghiệm 15mm

Dự đoán 15mm Thực nghiệm 10mm

Dự đoán 10mm

Vị trí (mm)

+ Trạng thái còn lại được định nghĩa là tâm của bán cam bán nguyệt 6 trùng với tâm của con lăn 4 trên 1 đường thẳng nằm ngang được vẽ bằng nét đứt màu đỏ trên hình 4.9 (a), tại đó vị trí đó đươc gọi là vị trí cân bằng tĩnh mong muốn (DSEP) Xét tấm tải di chuyển theo phương đúng một lượng L từ trạng thái ban đầu vì lực F s được biểu diễn ở hình 4.9 (b) trong

khi khung nền được cố định Điều này dẫn đến chuyển vị u của tâm cam bán nguyệt so với DSEP, đồng thời, chuyển vị theo phương ngang của tâm con lăn 3 và 4 lần lượt là x1, x2

Mối quan hệ giữa chuyển vị theo phương ngang và phương

Trong đó, góc nêm là α, H o là biến dạng tĩnh của hệ thống và

được định nghĩa là khoảng cách theo phương đứng giữa DSEP

và tâm của cam bán nguyệt được biểu diễn trên hình 4.1 (d) R

và r là bán kính của cam bán nguyệt và con lăn “1” và “2” được

ký hiệu cho lò xo khí 1 và 2

4.3.1 Mô hình độ cứng:

Lực đàn hồi tác tác dụng lên tấm tải được diễn tả dưới dạng

không thứ nguyên như sau:

K K là độ cứng tương đương của cơ cấu đỡ tải, Kair là độ cứng tại chiều cao làm việc được diễn tả

bởi phương trình (4.6) Bên cạnh đó, FSL và FSC là lực tĩnh của cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng được cho bởi

phương trình (4.24-4.25) Ở đây, u=Ho-L là chuyển vị tương đối của tấm tải với khung

FSL và FSC lực tĩnh của cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng

Hình 4.9 (a) Sơ đồ của QSAVIM (c) Lò xo khí (b)

Mối quan hệ hình học giữa cam bán nguyệt, nêm và con

Con trượt Con lăn 3

F air1

F air2

Ps Vs

(c)

Air spring P A

Như vậy, phương trình (4.24) được viết lại như sau:

Bằng cách đạo hàm của phương trình (4.29) theo chuyển vị không thứ nguyênˆu, ta đạt được độ cứng động học không thứ nguyên theo phương đứng như sau:

Phân tích này cho thấy sự phụ thuộc của thông số tỉ số áp suất (µ) lên phương trình đường cong độ cứng của hệ cách ly

được mô tả bởi phương trình (4.30) Tỉ số áp suất được định nghĩa là tỉ số áp suất của cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng và áp suất của cơ cấu đỡ tải Để đạt độ cứng gần bằng không tại vị trí cân bằng tĩnh mong muốn, tỉ số áp suất được tính như phương trình (4.31) bằng cách đặt KˆDSEP( )  =0. Dựa trên những phân tích này, vùng tỉ số áp suất có thể tồn tại các vị trí cân bằng

ổn định và không ổn định cũng như độ cứng tại những vị trí cân bằng sẽ được xác định và phân tích trong mục kế tiếp

4.3.2 Phân tích vị trí cân bằng:

Hiện tượng rẽ nhánh và độ ổn định của vị trí cân bằng sẽ được phân tích trong mục này Vị trí cân bằng tĩnh của hệ thống xảy ra khi đó E p / =uˆ 0 trong đó E p là thế năng của hệ, Ep= Eps− Epg , E ps và E pg là thế năng của lực đàn hồi và trọng lực

K R r là lực tĩnh tương đương, tại vị trí cân bằng tĩnh DSEP, lực tĩnh tương đương sẽ bằng

không, nghĩa là khối lượng của tải cách ly phải thỏa mãn phương trình sau:

d

z e =Z e cos(t)

4.4 Phân tích động lực học:

Một mô hình đơn giản của hệ cách ly đề xuất được trình bày như hình

4.13 trong đó, M là khối lượng của đối tượng cách ly, K là độ cứng của hệ

thống được cho bởi phương trình (4.30), C d là hệ số giảm chấn Trường hợp

mà khung bị kích động bởi tín hiệu ze, được truyền động tới đối tượng cách

ly thông qua hệ thống lò xo khí cao su và một giảm chấn Điều này có thể

gây ra chuyển vị tuyệt đối của đối tượng cách ly (z)

4.4.2 Phương trình đặc tính truyền dao động:

Phương trình đặc tính truyền dao động được tính như sau:

Kế đến, đáng chú ý là hiệu quả cách ly (đặc tính truyền dao động) của

mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không sử dụng

lò xo khí cao su được định nghĩa là tỉ số giữa biên độ tuyệt đối (Z) của

tấm tải với biên độ kích thích (Z e), có thể được dư đoán bằng công thức

dao động thích nghi có độ cứng gần bằng không

sử dụng lò xo khí cao su với P wh1=2 bar, =37o,

R=60mm, r=20mm, Ho=25.6mm và =1.35

0 5 10 15 20 0

1 2 3 4 5 6 7 8

0.01

 0.2 0.04

Hình 4.19 Đường cong mối quan hệ biên độ-tần

số của mô hình được đề xuất với phương trình

(4.68) với r=20 mm và nhiều giá trị của  (a), for

=37o và nhiều giá trị khác nhau của r (b)

 (rad/s)

0 5 10 15 20 25 0.0

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

10 1.23

r (mm)  20 1.58 60 1.35 1.82

0 5 10 15 20 25 0

1 2 3 4

5

30 0.89

  35 1.59 45 1.21 2.09

0.2

ˆ

DSEP K

Hình 4.15 (a) Đáp ứng biên độ-tần số tương

đối của hệ QSAVIM dùng lò xo khí cao su với

phương trình (4.68) với Pwh1=2 bar, =0.06,

=37o, R=60mm, r=20mm, Ho=25.6mm và

=1.2, 1.3, 1.4, 1.5, 1.57 (b) Đường cong đáp ứng động học với cùng các thông số giống trên

hình (a)

0 5 10 15 20 25 0

1 2 3 4 5

2 4

 (rad/s) 5

4 3 2 1

1 =1.2

3 =1.4

5 =1.57

-0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.0

0.2 0.4 0.6

Dimensionless relative displacement of u

0 10 20 30 40 50 60 0

2 4 6 8

10

QSAVIM with =0.47 ETVIM QSAVIM with =1.43

Đầu tiên, ảnh hưởng của tỉ số áp suất  được định nghĩa là tỉ sốP wh2 trên P wh1lên đáp ứng tương đối biên độ-tần số, có thể được mô phỏng số phương trình (4.68), được biểu diễn trên hình 4.15 (a) Tỉ số áp suất biến đổi từ 1.2 đến 1.57, nhưng các thông số khác giữ nguyên tại =37o, R=60mm, r=20mm, Ho=25.6mm sao cho độ cứng động học quanh vị trí cân bằng mong muốn được dự đoán bởi phương trình (4.26) như trên hình 4.15 (b) Có thể thấy rằng tần số và biên độ đỉnh cộng hưởng được gia tăng theo sự tăng của áp suất  Bên cạnh đó, vùng không ổn định của đáp ứng bình ổn (vẽ bằng nét đứt) được gia tăng theo sự gia tăng của đỉnh công hưởng bao gồm biên độ đỉnh và tần số đỉnh Điều này là hiển nhiên, khi tỉ số

áp suất tăng, độ cứng động học tại vị trí cân bằng giảm như hình 4.15 (b) Như đã biết, lợi ích của độ cứng thấp là tần số cộng hưởng thấp

4.5.2 Ảnh hưởng của thông số hình học lên đỉnh cộng hưởng:

Hơn nữa, ảnh hưởng của sự thay đổi của các thông số hình

học bao gồm góc nghiêng  và bán kính con lăn r lên hình dạng

đường cong biên độ-tần số được xem xét khi độ cứng động học

không thứ nguyên tại DSEP đạt ˆ 0.2

DSEP

K = Đầu tiên, ảnh hưởng của nhiều giá trị góc  như trên hình 4.19 (a) Kết quả khẳng

định rằng biên độ đỉnh giảm theo sự tăng của góc nghiêng ,

ngược lại, đỉnh biên độ tăng nhẹ

Hai là, bán kính r của con lăn thay đổi với các giá trị 10, 20,

40 và 60mm, giá trị của =37o và các thông số khác giữ như

trường hợp đầu tiên Có thể quan sát trên hình 4.19 (b) có sự

giảm nhẹ về biên độ đỉnh và tần số đỉnh cộng hưởng khi đường

kính con lăn tăng

4.5.3 Ảnh hưởng của giảm chấn lên đường cong biên độ-tần

số

Để nghiên cứu các ảnh hưởng của thông số  lên hình dáng

đường cong biên độ- tần số, các thông số của bộ cách ly dao

và 0.07 được sử dụng để khảo sát các ảnh hưởng này Bằng cách

sử dụng phương trình (4.68), đường cong biên độ tần số được biểu diễn trên hình 4.21 Có thể thấy rằng đỉnh biên độ và tần số cộng hưởng tăng khi tỉ số áp suất giảm

Hình 4.22 So sánh giữa nghiệm bước thời gian và phương

pháp Normal form

Hình 4.23.(a) Họ nghiệm trạng thái ban đầu của phương

trình (4.38) với =0.1, Pwh1=2.5 bar, và K DSEP =0.01 (b)

Quỹ đạo pha trạng thái ban đầu u=0; v=0; và u=0,

v=0.1m/s

0 2 4 6 8

10 Gia tăng tần số Giảm tăng tần số Phân tích

Nhẩy xuống

Nhẩy lên

Tích phân số

Dịch chuyển không thứ nguyên

Hình 4.24 Đáp ứng dịch chuyển không thứ nguyên theo

tần số với M=4.509kg (a), M=4.984 kg (b); quỹ đạo pha với

M=4.509 (c), M=4.984 kg (d)

-6 -3 0 3 6

Dịch chuyển tương đối không thứ nguyên

-0.08 -0.04 0.00 0.04 0.08

4.6 Phân tích động học phức tạp:

Trong mục này, mô phỏng số phương trình (4.45) thực hiện bằng

cách sử dụng thuật toán bậc 4 Runge-kutta và Poincaré sections với

bước thời gian 1/100 của chu kỳ kích thích điều hòa

4.6.1 Hiện tượng nhảy tần số:

Giả sử có một kích thích điều hòa có biên độ 10mm và tần số quét

từ 0 đến 3 rad/s (nét đứt) và ngược lại từ 3 về 0 rad/s (nét chấm) được

sử dụng để thu được đường cong đáp ứng biện độ-tần số như trên hình

4.21 Trong khi đó, nét liền biểu diễn đường cong đáp ứng biên độ-tần

số dùng nghiệm của phương pháp Normal Form Trong khi đó, áp suất

Pwh1 của lò xo khí 1 được cài ở giá trị 2.5 bar, giá trị độ cứng tại vị trí

cân bằng DSEP là 0.01 và tỉ số giảm chấn là 0.1 các thông số còn lại

thì giống như trường hợp trên, thu được tỉ số áp suất 0.7245 Chú ý là

đường cong thu được bằng phương pháp Normal form và đường cong

xấp xỉ bậc 5 bám sát

Như quan sát trên hình 4.22, kết quả mô phỏng cho thấy xảy ra hiện

tượng nhảy tần số gồm hiện tượng nhảy lên tại 1.7 rad/s và nhảy xuống

tại 2.2 rad/s Khi tần số kích thích nằm trong vùng tần số nhảy xuống

và nhảy lên có thể xuất hiện đáp ứng cộng hưởng hoặc không

cộng hưởng Hiện tượng này rất nguy hiểm đối với cách ly dao

động Như vậy, nếu tần số nằm trong vùng này, đáp ứng của hệ

có thể là cộng hưởng hay không cộng hưởng phụ thuộc vào trạng

thái ban đầu gồm vị trí và vận tốc Ví dụ, nếu tần số là 1.9 rad/s,

vùng trạng thái ban đầu để thu được đáp ứng cộng hưởng được

biểu diễn bằng tiết diện màu vàng trong khi vùng tiết diện màu

xanh đen là vủng không cộng hưởng như trên hình 4.23(a) Dù hệ

thống có thể xảy ra đáp ứng cộng hưởng hoặc không cộng hưởng,

đáp ứng vị trí của hệ cách ly là chu kỳ do tồn tại một điểm

Poincaré như trên hình 4.23(b)

4.6.2 Hiện tượng rẽ nhánh:

Để đánh giá một cách toàn diện đáp ứng động học phức tạp

của hệ thống trong trường hợp vị trí cân bằng rời khỏi vị trí cân

bằng tĩnh mong muốn Cụ thể, áp suất của cơ cấu đỡ tải không

thay đổi khi tải trọng cách ly thay đổi Thật vậy, trong trường hợp

Pwh1 = 2.5 bar, µ=0.704 và =0.1, tải trọng cách ly tối ưu để đạt

được vị trí cân bằng tĩnh mong muốn là 4.747 kg Hai trường hợp

được xét như sau:

Trường hợp 1: tải trọng cách ly giảm 5% so với tải trọng tối

ưu, tức là tải 4.509 kg Đáp ứng động học phức tạp của hệ được

Hình 4.30 (a) Mô hình thực nghiệm, (b) sơ đồ khối

Bộ kết nối

Cảm biến

CPU Card giao tiếp

Mô hình cách ly

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 0.0

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Hình 4.28 Quá trình thiết kế bộ cách ly dao

động thích nghi có độ cứng gần bằng không

sử dụng lò xo khí caao su với đặc tính độ cứng động học gần bằng không tại vị trí cân

P wh1 <P max

No

Lựa chọn ˆKDSEP

Yes Thông số đầu ra (R, r, , Pwh2, Pwh1)

Tính  sử dụng Eq (4.31)

Mô phỏng đường cong truyền dao động

Sử dụng Eq.(4.77) Yes

Cùng cách ly

trình bày ở hình 4.24 (a) Rõ ràng, có hiện tượng rẽ nhánh của đường cong đáp ứng tần số-biên độ từ 1 chu kỳ sang 2 chu

kỳ và ngược lại Biên độ của đáp ứng 2 chu kỳ thì tăng nhiều hơn biên độ đáp ứng của 1 nghiệm như hình 4.24 (a) và (b) Trường hợp 2, tăng khối lượng tải cách ly lên 5% (tức là 4.984 kg), kết quả được trình bày trên hình 4.24 (c) và (d) Tương tự như trên, cũng có sự xuất hiện của hiện tượng rẽ nhánh trong đường cong đáp ứng biên độ- tần số Tuy nhiên trong trường hợp này, hiện tượng rẽ nhánh trong 2 vùng tần số gồm từ 8 đến 10.5 rad/s và từ 13 đến 14.5 rad/s Trong vùng rẽ nhánh, mức độ dao động của tải cách ly có thể tăng đáng kể

4.7 Quy trình thiết kế bộ cách ly dao động có độ cứng gần bằng không:

Kết qủa đạt được ở trên cho thấy khi bộ cách ly QSAVIM có độ cứng càng giảm thì hiệu quả cách ly càng cao và vùng cách ly cành được mở rộng hướng về tần số thấp nhưng khả năng mang tải của hệ vẫn không thay đổi Hiệu quả cách ly của QSAVIM có độ cứng nhỏ nhất tại vị trí DSEP cao hơn so với trường hợp có cùng độ cứng nhỏ nhất nhưng không đạt được DSEP Quy trình thiết kế QSAVIM được trình bày trong hình 4.28

4.8 Mô hình thực nghiệm và kết quả:

Để đánh giá đặc tính truyền dao động của mô hình lý thuyết, hiệu quả

cách ly của mô hình đề xuất được so sánh với mô hình cách ly dao động

truyền thống tương đương “ETVIM” là mô hình có tấm tải được đỡ bởi

cơ cấu đỡ tải trong khi đó không có cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng Thực

nghiệm được thiết lập như hình 4.30 (a) và quá trình thu thập dữ liệu được

mô tả như hình 4.30 (b)

Trường hợp 1: để khảo sát ảnh hưởng của cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng

lên đáp ứng cách ly, kích thích với tín hiệu hình sin có biên độ 10 mm và

tần số quét từ 0 đến 50 rad/s Như đã đuợc biết, cách ly dao động chỉ xảy

ra khi tỉ số truyền dao động bé hơn 1 Thực nghiệm sự truyền dao động

của mô hình QSAVIM sử dụng lò xo khí cao su và mô hình cách ly dao

động truyền thống tương đương được so sánh như trên hình 4.32 Bộ cách

ly ETVIM được biểu diễn bằng nét đứt không thể ngăn kích động có tần

số bé hơn 37.7 rad/s, trong khi đó mô hình QSAVIM sử dụng lò xo khí

cao su với tỉ số áp suất µ=1.8 được biểu diễn bằng nét liền có thể ngăn sự

truyền dao động từ nền tới tấm tải với tần số kích thích lớn hơn 18.8 rad/s

Thêm vào đó, mô hình được đề xuất có tần số cộng hưởng (12.5 rad/s) nhỏ hơn mô hình ETVIM (27 rad/s) Nghĩa là, kết quả này cho thấy vùng cách ly của mô hình đề xuất hướng đến tần số thấp được mở rộng so với mô hình truyền thống tương đương Kết quả thực nghiệm đã chứng minh hiệu quả cách ly của mô hình QSAVIM tốt hơn của mô hình ETVIM

Trường hợp kế tiếp: tỉ số áp suất  của mô hình cách ly dao động QSAVIM được cài giá trị là 1.6 Trong khi các thông

số còn lại như trong trường hợp 2 Khi khung bị kích động bởi một tín hiệu đa tần số gồm 3 Hz, 3.5 Hz và 4 Hz, đáp ứng cách ly của mô hình đề xuất và mô hình ETVIM được biểu diễn như trên hình 4.34 Có thể quan sát thấy mức độ truyền dao động của mô hình cách ly dao động QSAVIM với =1.6 thì thấp hơn nguồn kích động như trên hình 4.34 (a), chi tiết chú thích đường nét của đường cong được cho ở góc trên bên phải của hình, ngược lại, khi bỏ cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng, chuyển

vị của tấm tải tăng như trên hình 4.34 (c) Thêm vào đó, đáp ứng gia tốc tuyệt đối của mô hình cách ly QSAVIM với =1.6

và mô hình cách ly tương đương được so sánh như trên hình 4.34 (b) và (d) Kết quả thực nghiệm khẳng định rằng hiệu quả cách ly của mô hình cách ly QSAVIM thì tốt hơn so với mô hình cách ly truyền thống tương đương

Hình 4.34 Đáp ứng theo thời gian của

chuyển vị tuyệt đối (a, c) và gia tốc (b, d) của tấm tải trong trường hợp =1.6 và bộ cách ly không có cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng SCM Chú ý tải trọng cách ly giống trên hình 4.32

0 2 4 6 8 10 -8

-4 0 4

8

Vị trí của tấm tải Kích động

0 3

-5 0 5 10 15

-5 0 5 10

CHƯƠNG 5: MÔ HÌNH CÁCH LY DAO ĐỘNG THÍCH NGHI CÓ ĐỘ CỨNG GẦN BẰNG KHÔNG SỬ DỤNG

XY LANH KHÍ 5.1 Mô hình bộ cách ly được hiệu chỉnh:

Tương tự nguyên lý cách ly như trong mô hình đã được thiết kế ở

chương 4, thay vì sử dụng lò xo khí cao su thì trong mô hình hiệu chỉnh 4

lò xo khí cao su được thay thế bởi 2 xy lanh khí nén (PC) kết hợp với bình

tích áp phụ như trên hình 5.1 Mô hình hiệu chỉnh được đặt tên QSAVIM

sử dụng PC Cụ thể, xylanh 1 kết nối với bình phụ 3, xylanh 2 kết nối với

bình phụ 2 Mỗi đầu xy lanh được kết nối với gối đỡ 8 thông qua ty 5 và

ty 9, một đầu còn lại của ty 5 được cố định lên xylanh, trong khi đó một

đầu còn lại của ty 9 được cố định lên piston trượt trong xylanh Đặc biệt,

xylanh chỉ trượt theo phương ngang mà không có hiện tượng ma sát nhờ

con trượt 6 trượt trên thanh dẫn hướng 7, thanh này được cố định trên

khung Vì vậy, cơ cấu đỡ tải gồm có nêm, con lăn và xy lanh khí 1 và bình

phụ 3 Cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng gồm cam bán nguyệt, con lăn, xy lanh

Trong đó, A là tiết diện hiệu quả của xy lanh khí, P so là áp suất trong xylanh

tại vị trí ban đầu, h là chiều cao của xy lanh và Vac là thể tích bình phụ

Stribeck, v r là vận tốc tương đối giữa 2 bề mặt tiếp xúc,  là hệ số ma sát

nhớt và ns là hệ số mũ đường cong Stribeck Để nhận dạng các thông số

của mô hình ma sát của một xylanh, thay vì thực nghiệm, một mô hình ảo

của một xylanh được cho ở hình 5.5 được xây dựng thông qua phần mềm AMEsim

5.3 Độ cứng của mô hình hiệu chỉnh:

Hình 5.5 Sơ đồ mô phỏng dùng phần mềm

AMEsim

Cảm biến gia tốc Cảm biến

vận tốc Ngoại lực

Cảm biến

áp suất

Xy lanh Khối lượng

Van khí nén

tỉ lệ

Bộ điều khiển

2

3 4

7 6

6 8 8

5 5

Sơ đồ của mô hình cách ly dao động QSAVIM sử dụng PC trên hình

5.8 (a) Nguyên lý làm việc của mô hình này tương tự với mô hình đã

được trình bày ở chương 4 Thật vậy, suốt quá trình làm việc của hệ, cũng

trải qua 3 trạng thái như hình 5.8 (b) gồm vị trí chưa biến dạng, vị trí cân

bằng và vị trí biến dạng bất kỳ Trong đó, chỉ tại vị trí chưa biến dạng,

khí trong xylanh 1 và 2 không bị nén nghĩa là không có lực được sinh ra

bởi 2 cơ cấu LBM và SCM Cũng như chương 4, vị trí cân bằng tĩnh

mong muốn (DSEP) được xác định khi tấm tải chịu tải cho đến khi tâm

của cam bán nguyệt và tâm của con lăn cùng nằm trên 1 đường thẳng

nằm ngang Tại vị trí này, lực theo phương đúng tác động lên tấm tải chỉ

được sinh ra bởi cơ cấu LBM Trong khi đó, vị trí bất kỳ được xác định

khi tấm tải di chuyển khỏi vị trí cân bằng một khoảng u (tọa độ tương

đối) Tại vị trí này, tấm tải sẽ bị tác động bởi 2 lực theo phương đứng

sinh ra bởi 2 cơ cấu gồm LBM và SCM Ho cũng được gọi là biến dạng

tĩnh theo phương đứng Cũng như chương 4, xét tấm tải dịch chuyển

khỏi vị trí ban đầu 1 khoảng L như trên hình 4.9 (b), mỗi đầu của

xylanh 1 và xylanh 2 di chuyển theo phương ngang 1 lượng x1 và x2

được cho bởi phương trình (4.18)

Lực theo phương đứng tác động lên tấm tải được biểu diễn như sau:

s LBM SCM

Trong đó, FLBM và FSCM lần lượt là lực của cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu

chỉnh độ cứng và được định nghĩa như phương trình (5.20-5.21)

( )1

2 tan 

=

LBM air

cơ cấu LBM với α=37o, P S01=1.91 bar: (a)

-0.6 -0.3 0.0 0.3 0.6 0

20 40 60 80

-0.6 -0.3 0.0 0.3 0.6 0.00

0.06 0.12 0.18 0.24

Con trượt Con lăn

Xy lanh 1

Bồn khí 3 Bồn khí 4

Xy lanh 2

SCM

(b)

Center of CAM

Với Fair là lực của xylanh được tạo ra bởi khí nén Các chỉ số “1” và

“2” đại diện cho các xylanh khí 1 và 2

Độ cứng động học của mô hình đề xuất được diễn tả như sau:

ˆˆ

K là độ cứng động học không thứ nguyên của

cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng được diễn tả như sau:

5.4 Đô cứng của cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng:

Hình 5.10 cho thấy ảnh hưởng của thể tích bình phụ lên đường cong độ cứng của cơ cấu LBM với α=37o Nếu V ˆac1= 0như trên hình 5.10 (a), cơ cấu LBM đạt được độ cứng lớn nhất và độ cứng của nó là một hàm phi tuyến theo chuyển vị ˆu Thêm vào đó, có thể thấy sự biến đổi của đường cong độ cứng phụ thuộc vào sự thay đổi của ˆ 1

ac

V như trên hình 5.10 (b), ở đây giá trị của ˆ 1

V của cơ cấu SCM lên độ cứng của cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng được

khảo sát bằng cách dùng phương trình (5.29) với P S01 =1.55 bar, P S02 =1.45 bar, A2=0.0079m2, V ˆe01= 33.7và ˆ 2

ac

V thay đổi

từ 0 đến 10 Như trên hình 5.13, có thể thấy, độ cứng động học của cơ cấu SCM là đối xứng quanh DSEP và đạt cực trị tại

vị trí này Giá trị cực trị là cực tiểu khi V ˆac2 = 0 và tăng theo sự tăng của thể tích bình phụ của cơ cấu SCM Bên cạnh đó, quanh DSEP, hình dạng đường cong độ cứng có thể là 1 parabol lồi hoặc lõm phụ thuộc vào giá trị của ˆ 2

ac

V Thật vậy, trong trường hợp nếu giá trị của ˆ 2

5.5 Phân tích độ cứng của mô hình hiệu chỉnh:

Để đơn giản phân tích động học trong mục kế tiếp, lực đàn hồi được

cho bởi phương trình (5.19) có thể được diễn tả xấp xỉ (Fap) bằng cách khai

triển chuỗi Taylor quanh vị trí cân bằng tĩnh mong muốn u=0 như sau:

n n

SCM LBM

có thể thấy rõ trên hình 5.21 (b) được tạo ra bởi mặt cắt tại Vˆac1=7.892, 13.153, 26.306 Hơn nữa, bởi vì sự bất đối xứng của

đường cong độ cứng, hệ thống không thể đạt được độ cứng thấp nhất tại vị trí cân bằng (u=0) Như được thấy, trong trường

hợp giá trị thể tích vô hướng thứ nhất của bình phụ, vị trí được định nghĩa là u ˆlstại đó độ cứng đạt giá trị thấp nhất xấp xỉ

0.084 và giá trị của u ˆlscó thể giảm tới 0.034 và 0.09 khi thể tích bình phụ tăng đến 13.153 và 26.306

P A , lực đàn hồi không thứ nguyên ˆ

ˆ

ˆ1

u AP

(5.38)

5.7 Phân tích động lực học:

5.7.1 Mối quan hệ biên độ-tần số:

Xét tấm tải chịu tác động của lực điều hòa với biên độ Fe và tần số ,

chuyển động của tấm tải được diễn tả như sau:

Như trên hình 5.29, ứng dụng phương pháp Multi-scale, mối quan hệ biên

độ-tần số đạt được như sau:

V u K với tỉ số áp suất µ=1.83; (b) Đường

cong độ cứng động học với nhiều giá trị của thể tích bình phụ được chú thích ở góc trên

bên phải của hình

-0.3 -0.2 -0.1 0.0 0.1 0.2 0.3

Dịc huyển không thứ nguyên

d

f e =Fe cos(t)

5.7.3 Sự truyền dao động đối với lực kích thích:

Trường hợp mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử

dụng xy lanh khí chịu tác động bởi một kích thích điều hòa f e =F e cos(t)),

thông qua cơ cấu LBM, SCM và giảm chấn không khí, lực được truyền

đến nền có thể viết dưới dạng không thứ nguyên như sau:

5.8.1 Ảnh hưởng của các thông số lên đường cong truyền dao động:

Ảnh hưởng của tỉ số áp suất và thể tích bình phụ lên đường cong truyền

dao động của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử

dụng xy lanh khí được khảo sát Đầu tiên, tỉ số áp suất sẽ được xem xét

thay đổi, trong khi các thông số của hệ thống cách ly gồm

1

= A= V ac = Hˆo=0.53, đồng thời tại vị trí cân bằng,

áp suất Pwh1 của cơ cấu đỡ tải được thiết lập tại giá trị 1.85 bar đối với tải

trọng cách ly là 122.41 kg Như trên hình 5.30, độ cứng động học của mô hình cách ly dao động thích nghi có độ cứng gần

bằng không sử dụng xy lanh khí với giá trị của µ trong khoảng 1.350 đến

1.377 thì luôn luôn nhỏ hơn độ cứng động học của bộ cách ly truyền thống

tương đương khi tải trọng nằm trong vùng làm việc ( ˆ ˆ

o

u H ) Đặc biệt là,

µ=1.379, độ cứng tối thiểu của mô hình cách ly dao động QSAVIM sử dụng

PC gần bằng không và sẽ tăng theo sự giảm của tỉ số áp suất Hơn nữa, tăng

tỉ số áp suất sẽ dẫn đến mở rộng vùng cách ly của hệ thống hướng đến tần

số thấp như trên hình 5.32 Mặt khác, so sánh giữa mô hình đề xuất với mô

hình cách ly dao động truyền thống tương đương không có cơ cấu hiệu chỉnh

độ cứng như trên hình 5.32 Có thể thấy sự truyền dao động từ tấm tải đến

nền của mô hình cách ly dao động QSAVIM sử dụng PC so với bộ cách ly

truyền thống tương đương thì vùng cách ly và tốc độ suy giảm dao động của

mô hình thiết kế lớn hơn

-0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6 0.0

0.1 0.2 0.3

-0.05 0.00 0.05 0.10 0.000 0.013

QSAVIM using PC ETVIM

=1.36

Vùng cách ly

Hình 5.42 Sơ đồ rẽ nhánh của phương trình

(5.89) với V ˆac1= 7.89,µ=1.834,  thay đổi

từ 1 đến 10 rad/s

2 4 6 8 10 -40

-20 0 20 40 60

2.0 2.5 3.0 0 15

 (rad/s)

A

Bởi vì đặc tính động lực học phi tuyến cùng với sự tồn tại của trượt tương đối giữa piston và xy lanh, đó là nhu cầu cần thiết để phân tích đáp ứng phức tạp của mô hình đề xuất

Theo đó, phương trình động lực học của hệ thống được viết như sau:

Trong đó, Fsf1 và Fsf2 được tính toán bởi phương trình (5.7), Fs được xác định bằng phương trình (5.19)

Đáp ứng động học phức tạp của mô hình được đề xuất sẽ được khảo sát thông qua mô phỏng số của phương trình (5.89) dùng thuật toán Runge-Kutta bậc 4 với nhiều điều kiện ban đầu gồm vị trí và vận tốc Sơ đồ rẽ nhánh của phương trình (5.89) với V ˆac1 = 7.89, µ=1.834,  thay đổi từ 1 đến 10 rad/s và các thông số giống như hình 5.30 Giá trị của u được xác định bằng Poincare map với chu kỷ T=2/ Kết quả mô phỏng được biểu diễn trên hình 5.42 Có thể thấy, nếu điều kiện

ban đầu bằng 0 cho cả vị trí và vận tốc, đáp ứng động học của hệ thống

(biểu diễn bằng chấm tròn) sẽ là dao động 2 chu kỳ khi tần số trong vùng

2.2-2.6 rad/s nhưng ngoài vùng này, nghiệm sẽ là 1 chu kỳ Trong khi đó,

đáp ứng được biểu diễn bởi hình vuông màu xanh được nhận biết bằng

cách quét thông số  từ 1 đến 10 rad/s, đối với điều kiện vị trí và vận tốc

ban đầu được cho bằng không chỉ với thông số  đầu tiên và trạng thái

cuối của hệ sẽ được xét là điều kiện ban đầu cho giá trị kế tiếp của  quanh

vùng 4 và 8 rad/s Vì vậy, hình này cho thấy là sự phụ thuộc điều kiện ban

đầu lên đáp ứng đông học của hệ có thể bị rẽ nhánh tại A (1.9 rad/s), B (2.8

rad/s) và C (4 rad/s), nghĩa là thông số <1.9, chỉ tồn tại nghiệm 1 chu kỳ,

nhưng trong vùng 1.9<<2.8 có thể xảy ra 2 trường hợp nghiệm 1 chu kỳ

và nghiệm 2 chu kỳ Nhưng nếu thông số  nằm trong vùng B và C, có 2

trường hợp dao động 1 chu kỳ, sau C thì đáp ứng động học của hệ có thể

là nghiệm 1 chu kỳ hoặc nghiệm 3 chu kỳ

Hơn nữa, để đạt nghiệm của đáp ứng động học, tập hợp nghiệm ban đầu

được gọi là quỹ đạo nghiệm ảnh hưởng đến đáp ứng động học sẽ được kiểm tra thông qua 3 trường hợp như sau Trong trường hợp 1, thông số  được tính với giá trị 2.4 rad/s, đồng thời các thông số khác được cho như trên hình 5.42 Như trên hình 5.42, ta có thể thấy có khả năng tồn tại nghiệm 1 chu kỳ hay nghiệm 2 chu kỳ phụ thuộc vào điều kiện ban đầu Có thể thấy rằng quỹ đạo nghiệm được biểu diễn trên hình 5.43, vùng nghiệm dao động 1 chu kỳ thì lớn hơn vùng nghiệm dao động

2 chu kỳ Nghĩa là, khả năng đạt được đáp ứng động học của nghiệm 1 chu kỳ thì lớn hơn khả năng đạt được đáp ứng động học của nghiệm 2 chu kỳ Hơn nữa, khả năng dao động của nghiệm 1 chu kỳ như trên hình 5.44 (b) là cao hơn khả năng dao động của nghiệm 2 chu kỳ như trên hình 5.44 (a) Trong đó điều kiện ban đầu gồm vị trí và vận tốc là 0 nhưng vị trí thứ hai đạt được với uo = 20 mm and uo = 0.2 m/s, trong khi đó, các điểm cố định được tính theo Poincare section được chú thích bởi chấm tròn

CHƯƠNG 6: MỘT SỐ KẾT LUẬN VÀ NGHIÊN CỨU TƯƠNG LAI 6.1 Kết luận:

Luận án này cung cấp một cách rõ ràng về hướng dẫn thiết kế một bộ cách ly có độ cứng gần bằng không sử dụng lò xo khí cao su hoặc xylanh khí để ngăn cản những ảnh hưởng không mong muốn của dao động tần số thấp (32 rad/s) truyền tới đối tượng cách ly Vùng tần số này là một thách thức lớn đối với phương pháp cách ly truyền thống Mô hình được đề xuất

các thông số khác như trên hình.5.42

Hình 5.44 Quỹ đạo pha của phương trình

(5.76) với =2.4 rad/s vàuo = 0 ; uo = 0(a) uo = 20mm ; uo = 0.2m/s(b)

-0.02 0.00 0.02 0.04

-0.08 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.06

hình được đề xuất có thể được sử dụng trong hệ thống treo của xe ô tô, ghế cách ly để tăng sự thoải mái và đảm bảo sức khỏe

và hiệu quả làm việc cho tài xế hoặc hành khách ngồi trên xe hoặc làm việc trên xe di chuyển trên đường và chịu kích thích

có tần số thấp, các bệ máy hoặc các thiết bị nhạy với dao động

Thật vậy, lợi ích của phương pháp cách ly dao động với mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không được phát triển từ một kết cấu cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng kết cấu nêm kết hợp cam Khác với những nghiên cứu về bộ cách ly dao động có độ cứng gần bằng không như trước đây, trong nghiên cứu này, phần tử đàn hồi phi kim loại được sử dụng là lò xo khí cao su và xy lanh khí được sử dụng để thay thế phần tử đàn hồi kim loại hay từ Ưu điểm chính của mô hình mới này là độ cứng của cơ cấu đỡ tải và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng có thể dễ dàng được hiệu chỉnh theo

sự thay đổi của tải trọng cách ly để hệ thống luôn luôn duy trì giá trị thấp tại vị trí cân bằng tĩnh mong muốn Vì vậy, mô hình được đề xuất có thể giải quyết mâu thuẫn giữa độ cứng và khả năng đỡ tải Nghĩa là, dù có độ cứng thấp, khả năng đỡ tải và biến dạng tĩnh của mô hình được đề xuất vẫn được duy trì Trong khi đó, phương pháp cách ly truyền thống không dễ dàng gì giải quyết được mâu thuẫn này Đặc biệt là, mô hình này hoàn toàn có thể gia công chế tạo và ứng dụng tại Việt Nam Kết quả nghiên cứu chứng minh rằng độ cứng của cả hai cơ cấu có thể được hiệu chỉnh 1 cách dễ dàng thông qua điều chỉnh áp suất bên trong lò xo khí Thêm vào đó, trong quá trình hoạt động, mô hình được đề xuất có thể dễ dàng chuyển từ

hệ cách ly từ bị động sang hệ cách ly chủ động Trong khi đó, bộ cách ly dao động với mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không dùng lò xo cơ khí rất khó để thực hiện nhiệm vụ này

Cụ thể là, nghiên cứu đạt được một số kết quả như sau:

1 Mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng các lò xo khí cao su:

Các thông số vật lý chẳng hạn như tiết diện hiệu quả và thể tích hiệu quả của một lò xo khí cao su được xây dựng và nhận dạng thông qua thực nghiệm Kế đó, mô hình lực đàn hồi cùng với độ cứng của lò xo do khí nén đạt được Hơn nữa, bởi vì thừa hưởng đặc tính của vật liệu cao su gồm hiện tượng ma sát giữa các sợi tăng cường và cao su, đồng thời thừa hưởng tính đàn nhớt, đường cong trễ của lò xo khí cao su cũng được nhận dạng bằng thực nghiệm thông qua mô hình Berg và mô hình Kelvin-Voight Kết quả khẳng định rằng mô hình lò xo khí cao su được đóng góp bởi 3 thành phần khí nén, ma sát và đàn nhớt bám sát dữ liệu thực nghiệm

Dựa trên kết quả đạt được từ mô hình lò xo khí, phương trình độ cứng của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không được thiết lập Kế đến, mô phỏng số của đường cong độ cứng được nhận dạng và kết quả cho thấy đường cong độ cứng là 1 đường cong parabol lõm đối xứng quanh vị trí cân bằng Ngoài vùng làm việc mong đợi, độ cứng động học của

mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không thì thấp hơn độ cứng của mô hình cách ly dao động truyền thống tương đương Tỉ số áp suất của cơ cấu LBM và cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng SCM đạt được cho thấy độ cứng động học của

mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không giảm theo sự tăng của tỉ số áp suất Nhờ mối quan hệ này, áp suất của

cả 2 cơ cấu được dễ dàng hiệu chỉnh sao cho độ cứng động học của mô hình đề xuất luôn luôn gần bằng không tại vị trí cân bằng tĩnh mong muốn khi có sự thay đổi của tải trọng cách ly Từ đó, quá trình thiết kế một bộ cách ly dao động có độ cứng gần bằng không được thiết lập

Phương trình động lực học của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không chịu tác dụng của một kích thích điều hòa từ khung nền được phân tích và xây dựng Dựa trên phương pháp phân tích xấp xỉ, mối quan hệ biên độ-tần số được tìm ra Đồng thời, một thông số quan trọng được sử dụng để đánh giá hiệu quả cách ly cũng được tìm ra đó là tỉ số truyền dao động của hệ Kết quả mô phỏng số cho thấy đường cong truyền dao động cũng như đường cong biên độ- tần số bị uốn

về phía bên phải, xuất hiện hiện tượng tần số nhảy lên và nhảy xuống trong vùng tần số này, đáp ứng của hệ có thể là cộng hưởng và không cộng hưởng Vùng tần số nhảy lên và nhảy xuống có thể được thu hẹp theo sự tăng của tỉ số áp suất đồng thời vùng cách ly được mở rộng hướng đến tần số thấp Điều này có nghĩa là đỉnh cộng hưởng gồm biên độ và đỉnh tần số

đều giảm Hơn nữa, đáp ứng động học phức tạp của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không cũng được phân tích, cho thấy trong vùng nhẩy tần số đáp ứng của hệ là công hưởng hay không cộng hưởng phụ thuộc vào điều kiện ban đầu gồm vị trí và vận tốc Thêm vào đó, hiện tượng rẽ nhánh từ của hệ cũng đã được dò tìm cho thấy rằng đáp ứng của hệ có thể chuyển từ 1 chu kỳ sang nhiều chu kỳ và ngược lại khi có sự thay đổi tải trọng cách ly lớn hơn hoặc nhỏ hơn tải trọng tối

ưu Luận án này đã chứng minh hiệu quả cách ly của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không thì cao hơn hiệu quả cách ly của mô hình cách ly dao động truyền thống tương đương

Để đánh giá kết quả lý thuyết của mô hình đề xuất, mô hình hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không và mô hình cách ly dao động truyền thống tương đương được chế tạo Kết quả thực nghiệm khẳng định ảnh hưởng tốt của cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng lên đáp ứng cách ly đó là mô hình đề xuất mở rộng được vùng cách ly theo sự tăng của tỉ số áp suất Thực nghiệm cũng cho thấy lợi ích của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không thì hơn hẳn hiệu quả cách ly của mô hình cách ly dao động truyền thống tương đương Thật vậy, kết quả đạt được là mô hình đề xuất có thể ngăn cản dao động từ nguồn đến đối tượng cách ly trong vùng tần số lớn hơn 31.5 rad/s (5Hz)

2 Mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng các xylanh khí:

Để nghiên cứu một cách toàn diện mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không sử dụng các lò xo khí, trong luận án này, các xylanh khí kết nối với bình phụ cũng được xem như là phần tử đàn hồi Đầu tiên, mô hình độ cứng của xylanh khí xây dựng dựa trên kết quả phân tích thông qua phương trình nhiệt động và khí lý tưởng Mô hình ma sát trượt của

xy lanh khí nén cũng được xem xét trong luận án này Sau đó, thay vì thực nghiệm chứng minh độ tin cậy của mô hình lý thuyết, trong luận án này đã sử dụng công nghệ mẫu ảo thông qua các phần mềm kỹ thuật Cụ thể, phần mềm AMEsim đã được sử dụng để mô phỏng đáp ứng áp suất của xy lanh khí nén kết hợp với bình tích áp đồng thời thông qua mô hình ảo,

mô hình ma sát của xylanh cũng được nhận dạng Kết quả mô phỏng ảo cho thấy độ chính xác thỏa mãn của mô hình phân tích

Kế đến, mô hình độ cứng của cơ cấu đỡ tải LBM dùng xylanh khí và bình phụ được khảo sát và phân tích Kết quả mô phỏng cho thấy rõ ràng rằng độ cứng của cơ cấu này không phải là một hằng số mà nó sẽ thay đổi theo vị trí của tấm tải Hơn nữa, đường cong này là một hàm phi tuyến không đối xứng quanh vị trí cân bằng tĩnh mong muốn Mức độ phi tuyến

và không đối xứng giảm theo sự tăng của thể tích bình phụ Điều này nghĩa là, khi thể tích này đủ lớn, độ dốc của đường cong độ cứng sẽ rất nhỏ Kế đó, mô hình độ cứng của cơ cấu hiệu chỉnh độ cứng SCM sử dụng xylanh kết nối bình phụ cũng đạt được Không giống với dạng đường cong độ cứng của cơ cấu LBM, đường cong độ cứng của cơ cấu SCM luôn luôn là

1 parabol đối xứng quanh vị trí cân bằng Parabol này có thể là lồi hoặc lõm phụ thuộc vào thể tích của bình phụ Kết quả cho thấy khi thể tích bình phụ tăng từ 0 đến một giá trị nào đó, đường cong độ cứng của cơ cấu SCM thay đổi từ parabol lõm sang lồi Về mặt cách ly dao động thì đường cong độ cứng phải có dạng lõm Từ những phân tích này, độ cứng tổng cộng của cả hệ đã được mô phỏng cho thấy sự bất đối xứng của đường cong độ cứng quanh vị trí cân bằng tĩnh mong muốn sẽ giảm theo sự tăng của thể tích bình phụ của cơ cấu LBM Điều này cho thấy vị trí mà tại đó độ cứng của hệ có giá trị nhỏ nhất sẽ không đối xứng quanh vị trí cân bằng tĩnh mong muốn khi tăng thể tích bình phụ

Đáp ứng động học của mô hình cách ly dao động có độ cứng gần bằng không được phân tích trong trường hợp tấm tải bị kích thích điều hòa Bằng phương pháp phân tích xấp xỉ, đường cong truyền lực quanh đáp ứng cộng hưởng của hệ đạt được bằng phương pháp mô phỏng số Kết quả cho thấy đường cong truyền lực có thể uốn về phía bên trái hoặc bên phải tương ứng với hệ thống mềm hoặc cứng Mức độ uốn phụ thuộc vào tỉ số áp suất Thêm vào đó, nghiên cứu này cũng cho thấy khi cùng độ cứng nhỏ nhất, nếu đường cong độ cứng càng đối xứng thì vùng cách ly càng được mở rộng Ngoài ra, ảnh hưởng của ma sát trượt giữa piston và xylanh lên đáp ứng động học phức tạp của hệ thống cũng được khảo sát Kết quả mô phỏng

khẳng định rằng ảnh hưởng này là không đáng kể, kết quả nghiên cứu này đã chứng minh hiệu quả cách ly của mô hình cách

ly dao động có độ cứng gần bằng không có thể ngăn cản sự truyền lực từ tấm tải đến nền

6.2 Các công trình nghiên cứu tương lai:

Dù mô hình được đề xuất có thể cải thiện hiệu quả cách ly trong vùng tần số thấp, nhưng đáp ứng cách ly của hệ thống vẫn bị giới hạn Bởi vì:

1 Đỉnh cộng hưởng vẫn còn cao

2 Vì mô hình cách ly là bị động, khả năng cách ly vẫn thấp hơn đáp ứng mong muốn

Do đó, những nội dung có thể thực hiện trong các nghiên cứu tương lai:

- Nghiên cứu các phương pháp giảm chấn để giảm tần số đỉnh

- Nghiên cứu thuật toán điều khiển để cải thiện hiệu quả cách ly

Published papers

International Journal

1 N.Y.P Vo and T.D Le, “Adaptive pneumatic vibration isolation platform”, Mechanical Systems and Signal

processing, 133,106258, 2019 (ISI, Q1, IF=6.832, H-index=167)

https://doi.org/10.1016/j.ymssp.2019.106258

2 Ngoc Yen Phuong Vo and Thanh Danh Le, “Static analysis of low frequency Isolation model using pneumatic

cylinder with auxiliary chamber,” International Journal of Precision Engineering and Manufacturing, 21, pp

681-697, 2020 (ISI, Q2, IF=2.106, H-index=50)

DOI: 10.1007/s12541-019-00301-y

3 N Y P Vo, T D Le, “Analytical study of a pneumatic vibration isolation platform featuring adjustable stiffness”,

Journal of Commun Nonlinear Sci Numer Simulat, 98, 105775, 2021 (ISI, Q1, IF=4.26, H-index=113)

https://doi.org/10.1016/j.cnsns.2021.105775

4 Ngoc Yen Phuong Vo and Thanh Danh Le, “Dynamic analysis of quasi-zero stiffness pneumatic vibration isolator”,

Applied Science, 12, 2378, 2022, (ISI, Q2, IF=2.679, H-index=52)

https://doi.org/10.3390/app12052719

5 N.Y.P Vo, M.K Nguyen and T.D Le, “Dynamic Stiffness Analysis of a Nonlinear Vibration Isolation Model with

Asymmetrical and Quasi-Zero Stiffness Characteristics”, Journal of Polimesin, 19, pp 7-15, 2021 (IF=0.65)

http://e-jurnal.pnl.ac.id/polimesin/article/view/1956

6 N Y P Vo, T D Le, “Analysis model of restoring force of a rubber air spring” Journal of Vibroengineering, 23,

pp 1138-1147, 2021 (ESCI-Scopus, IF=0.83, H-index=26)

https://doi.org/10.21595/jve.2021.21889

International Conference

7 N.Y.P Vo and T.D Le, “Modeling and Simulation of low frequency vibration isolation table,” Proceeding of the

First Conference on Material, Machines and Methods of sustainable Development, 2018

8 N.Y.P Vo and T.D Le, “Effects of configuration parameters on the dynamic stiffness and stability of pneumatic

vibration isolation model,”International Conference on Fluid Machinery and Automation System,2018

9 N.Y.P Vo, M.K Nguyen and T.D Le,“Study on Vibration Transmissibility Characteristic of a novel asymmetric

nonlinear model using pneumatic spring,”IEEE International Conference on System Science and Engineering, 2019

10 N.Y.P Vo, M.K Nguyen and T.D Le, “Identification of friction force model of a pneumatic cylinder” IEEE

International Conference on System Science and Engineering, August 27-28,2021

National Journal

11 N.Y.P Vo,M.K Nguyen, T.D Le, “Dynamic stiffness analysis and isolation effectiveness of vibration isolation

platform using pneumatic spring with auxiliary chamber,”Journal of Technical education science, 2019

Research project

12 Vo Ngoc Yen Phuong (Principal investigator), Nguyen Minh Ky, Le Thanh Danh, “Dynamic analysis of nonlinear

asymmetric vibration isolator,”The project grant No: T2020-05NCS funded by Ho Chi Minh City University of

Technology and Education, (Completed:2021)

Tài liệu tham khảo

[1] O Thuong and M.J Griffin The vibration discomfort of standing persons: the effect of body supports Journal of Rail

and Rapid Transit, 225 (2), 228-235, 2011

[2] O Thuong and M.J Griffin The vibration discomfort of standing persons: 0.5-16-Hz fore-and-aft, lateral, and vertical

vibration Journal of Sound and Vibration 330 (4), 816-826, 2011

[3] O Thuong and M.J Griffin The vibration discomfort of standing people: Relative importance of fore-and-aft, lateral,

and vertical vibration Journal of Applied Ergonomics, 43, 902-908, 2012

[4] D Thorby Structural dynamics and vibration in practice Elsever, 2008

[5] L.N Virgin, S.T Santillan and R.H Plaut Vibration isolation using extreme geometric nonlinearity Journal of Sound

and Vibration, 315, (3), 721-731, 2008

[6] E.J Chin, K.T Lee, J Winterflood, L Ju and D.G Blair Low frequency vertical geometric anti-spring vibration isolators

Journal of Physics letters A, 336 (2-3), 97 - 105, 2005

[7] J Winterflood, D.G Blair and B Slagmolen High performance vibration isolation using springs in Euler column

buckling mode Journal of Physics Letters A, 300, 122-130, 2002

[8] A Carella, M.J Brennan and T.P Waters Static analysis of a passive vibration isolator with quasi-zero-stiffness

characteristic Journal of Sound and vibration, 301, 678-689, 2006

[9] Z Hao and Q Cao A novel dynamical model for GVT nonlinear supporting system with stable-quasi-zero-stiffness

Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 52, 199-213, 2014

[10] G Dong, X Zhang, Y Luo, Y Zhang and S Xie Analytical study of the low frequency multi-direction isolator with

high-static-low-dynamic stiffness struts and spatial pendulum Journal of Mechanical Systems and Signal Processing,

110, 521-539, 2018

[16] C Liu and K Yu Design and experimental study of a quasi-zero-stiffness vibration isolator incorporating transverse

groove springs Journal of Archives of Civil and Mechanical Engineering, 20-67, 2020

[17] K Ye, J.C Ji and T Brown A novel integrated quasi-zero stiffness vibration isolator for coupled translational and

rotational vibrations Journal of Mechanical Systems and Signal Processing, 149, 107340, 2021

[18] Q Meng, X Yang, W Li, E Lu and L Sheng Research and Analysis of Quasi-Zero-Stiffness Isolator with Geometric

Nonlinear Damping Journal of Shock and Vibration, 9 pages, 2017

[19] T D Le and K K Ahn A vibration isolation system in low frequency excitation region using negative stiffness structure

for vehicle seat Journal of Sound and Vibration 330 (26), 6311-6335, 2011

[20] T D Le and K K Ahn Experimental investigation of a vibration isolation system using negative stiffness structure

International Journal of Mechanical science, 70 99-112, 2013

[21] X Sun, J Xu, X Jing and L Cheng Beneficial performance of a quasi-zero stiffness vibration isolator with time-delay

active control International Journal of Mechanical Sciences, 82, 32-40, 2014

[22] D Chen, H Zi, Y Li and X Li Low frequency ship vibration isolation using the band gap concept of sandwich

plate-type elastic metastructures Journal of Ocean Engineering, 235, 2021

[23] G Yan, H X Zou, S Wang, L C Zhao, Z Y Wu and W M Zhang Bio-inspired toe-like structure for low-frequency

vibration isolation Journal of Mechanical Systems and Signal Processing, 162, 2022

[24] R Chen, X Li, Z Yang, J Xu a and H Yang A variable positive-negative stiffness joint with low frequency vibration

isolation performance Journal of Measurement, 185, 2021

[25] L Yan, S Xuan and X Gong Shock isolation performance of a geometric anti-spring Isolator Journal of Sound and

Vibration, 413, 120-143, 2018

[26] Y Zheng, Q Li, B Yan, Y Luo and X Zhang A Stewart isolator with high-static-low-dynamic stiffness struts based

on negative stiffness magnetic springs Journal of Sound and Vibration, 422, 390-408, 2014

[27] Y Zheng and X Zhang, Y Luo, B Yan and C.Ma Design and experiment of a high-static-low-dynamic stiffness

isolator using a negative stiffness magnetic spring Journal of Sound and Vibration, 31-52, 2016

[28] F Zhang, S Shao, Z Tian, M Xu and M Xie Active passive hybrid vibration isolation with magnetic negative stiffness

isolator based on Maxwell normal stress Journal of Mechanical system and Signal Processing, 123, 244-263, 2019

[29] Q Li, Y Zhu, D Xu, J Hu, W Min and L Pang A negative stiffness vibration isolator using magnetic spring combined

with rubber membrane Journal of Mechanical Sciences and Technology, 27(3),813-824, 2013

[34] M W Holtz and J Niekerk Modeling and design of a novel air-spring for a suspension seat Journal of Sound and

vibration, 329,4354-4366, 2010

[35] C H Nguyen, C M Ho and K K Ahn An Air Spring Vibration Isolator Based on a Negative-Stiffness Structure for

Vehicle Seat Journal of Applied Science, 11, 11-23, 2021