D01:10.13374/i.issn1001t63x.2010.01.008 第32卷第1期 北京科技大学学报 Vol 32 No 1 2010年1月 Journal of Un iversity of Science and Technology Beijing Jan 2010 正交复合超声振动拉丝 齐海群2)单小彪谢涛) 1)哈尔滨工业大学机电工程学院，哈尔滨1500012)黑龙江工程学院材料与化学工程系，哈尔滨150050 摘要为促进超声振动拉丝的实际应用，针对不同施振方式的作用效果，建立了一套正交复合超声振动拉丝实验系统，系 统由超声波驱动器、超声振动系统、拉丝模和拉丝机等组成·利用有限元法对正交复合超声振动拉丝进行仿真模拟，分析超声 振动拉丝的加工机理·通过对铜丝的一系列拉拔实验，考察了在实际拉丝加工过程中，纵向振动、横向振动和正交复合超声振 动对拉拔力和丝表面质量的影响·实验结果表明：当振幅达到一定值后，正交复合超声振动的作用效果最好，能使拉丝机的张 力调节周期有效延长3倍以上，减少了丝材的不均匀变形，使拉丝更趋于稳定：当拉拔速度为980mm·s时，可使拉拔力减小 近1%，改善了丝材表面质量· 关键词超声振动；拉丝；拉拔实验：拉拔力；表面质量 分类号TB55 W ire draw ing w ith orthogonal com posite ultrason ic vibration QI Haiqun2),SHAN Xiaobiao),XIE Tao) 1)School ofMechatmnics Engneering Hatn Institte ofTechnology Hatbn 150001.China 2)Deparments of Material and Chemn ical Engineerng Heilngjiang Instinte ofTechnology Habn 150050.China ABSTRACT In order to carry out the practical application of w ire draw ing using ultrasonic vbration in consideration of different effects caused by different types of ultrasonic vibration a set of experinental system for wire draw ing w ith orthogonal composite ultra- sonic vbration was designed and built which was composed of an ultrasonic power an ultrasonic vbrating system,a die and a draw ing machine eto The operating mechan ism of w ire draw ing using ultrason ic was analyzed by smulation through the finite ekmentmethod Thmough a series of draw ing experinents of brass wires the effects of longitudinal radial and orthogonal composite ultrason ic vibration on the draw ing fore and surface quality of w ires were discussed during actual w ire draw ing process The expermen tal result shows that when the ultrasonic vbration amplitude is enough the action effect of orthogonal composite ultrasonic vibration is the best and it can effectively prolng the tensile-regulation cycle of w ire draw ing machnes more than three ties Ultrasonic vbration can reduce uneven defomation of wires and make the draw ing tend to be more stable W hen the draw ing speed is 980mms,the reduction in draw ing fore caused by ultrasonic vbration is about 30 and the surface quality is mproved KEY W ORDS ultrasonic vbration w ire draw ing draw ing experinent draw ing force surface quality 常规拉丝加工过程中，由于变形剧烈、变形力和 少，复合超声振动拉丝的研究国内还未见报道5-可 摩擦力大，容易出现断丝和表面缺陷，研究表明，超 笔者在前期研究工作的基础上，建立了一套正交复 声振动拉丝工艺可以在一定程度上解决这些问题， 合超声振动拉丝实验系统，同哈尔滨电缆厂的技术 超声振动拉丝是将高频电振荡信号通过振动系统转 人员一起对正交复合超声振动拉丝进行了实验 换成相应频率的超声波振动能，通过介质耦合到拉 研究 丝模具上，用振动的模具去加工丝材，获得超声波振 动对金属塑性变形作用的加工过程1， 1正交复合超声振动系统设计 当前对纵向超声振动拉丝的研究较多，横向较 正交复合超声振动拉丝系统主要由超声波驱动 收稿日期：2009-04-20 基金项目：黑龙江省自然科学基金资助项目(N。E200614) 作者简介：齐海群(1965)男，博士研究生：谢涛(1965)男，教授，博士，Email xietaoh@mail com
第 32卷 第 1期 2010年 1月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．32Ｎｏ．1 Ｊａｎ．2010 正交复合超声振动拉丝 齐海群 12） 单小彪 1） 谢 涛 1） 1） 哈尔滨工业大学机电工程学院哈尔滨 150001 2） 黑龙江工程学院材料与化学工程系哈尔滨 150050 摘 要 为促进超声振动拉丝的实际应用针对不同施振方式的作用效果建立了一套正交复合超声振动拉丝实验系统系 统由超声波驱动器、超声振动系统、拉丝模和拉丝机等组成．利用有限元法对正交复合超声振动拉丝进行仿真模拟分析超声 振动拉丝的加工机理．通过对铜丝的一系列拉拔实验考察了在实际拉丝加工过程中纵向振动、横向振动和正交复合超声振 动对拉拔力和丝表面质量的影响．实验结果表明：当振幅达到一定值后正交复合超声振动的作用效果最好能使拉丝机的张 力调节周期有效延长 3倍以上减少了丝材的不均匀变形使拉丝更趋于稳定；当拉拔速度为 980ｍｍ·ｓ －1时可使拉拔力减小 近 10％改善了丝材表面质量． 关键词 超声振动；拉丝；拉拔实验；拉拔力；表面质量 分类号 ＴＢ55 Ｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｗｉｔｈｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ ＱＩＨａｉ-ｑｕｎ 12）ＳＨＡＮＸｉａｏ-ｂｉａｏ 1）ＸＩＥＴａｏ 1） 1） ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｔｒｏｎｉｃｓＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＨａｒｂｉｎ150001Ｃｈｉｎａ 2） ＤｅｐａｒｔｍｅｎｔｓｏｆＭａｔｅｒｉａｌａｎｄＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＨｅｉｌｏｎｇｊｉａｎｇＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＨａｒｂｉｎ150050Ｃｈｉｎａ ＡＢＳＴＲＡＣＴ Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｃａｒｒｙｏｕｔｔｈｅｐｒａｃｔｉｃａｌａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｕｓｉｎｇｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｉｎｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｆｆｅｃｔｓｃａｕｓｅｄｂｙｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｙｐｅｓｏｆｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎａｓｅｔｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｙｓｔｅｍｆｏｒｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｗｉｔｈｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａ- ｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｗａｓｄｅｓｉｇｎｅｄａｎｄｂｕｉｌｔｗｈｉｃｈｗａｓｃｏｍｐｏｓｅｄｏｆａｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｐｏｗｅｒａｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｎｇｓｙｓｔｅｍａｄｉｅａｎｄａｄｒａｗｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅｅｔｃ．Ｔｈｅｏｐｅｒａｔｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｕｓｉｎｇｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｗａｓａｎａｌｙｚｅｄｂｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ． Ｔｈｒｏｕｇｈａｓｅｒｉｅｓｏｆｄｒａｗｉｎｇｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｏｆｂｒａｓｓｗｉｒｅｓｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｒａｄｉａｌａｎｄｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｏｎｔｈｅｄｒａｗｉｎｇｆｏｒｃｅａｎｄｓｕｒｆａｃｅｑｕａｌｉｔｙｏｆｗｉｒｅｓｗｅｒｅｄｉｓｃｕｓｓｅｄｄｕｒｉｎｇａｃｔｕａｌｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ．Ｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｈｏｗｓｔｈａｔ ｗｈｅｎｔｈｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎａｍｐｌｉｔｕｄｅｉｓｅｎｏｕｇｈｔｈｅａｃｔｉｏｎｅｆｆｅｃｔｏｆｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｉｓｔｈｅｂｅｓｔａｎｄｉｔｃａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｐｒｏｌｏｎｇｔｈｅｔｅｎｓｉｌｅ-ｒｅｇｕｌａｔｉｏｎｃｙｃｌｅｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｍａｃｈｉｎｅｓｍｏｒｅｔｈａｎｔｈｒｅｅｔｉｍｅｓ．Ｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｃａｎｒｅｄｕｃｅｕｎｅｖｅｎ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｗｉｒｅｓａｎｄｍａｋｅｔｈｅｄｒａｗｉｎｇｔｅｎｄｔｏｂｅｍｏｒｅｓｔａｂｌｅ．Ｗｈｅｎｔｈｅｄｒａｗｉｎｇｓｐｅｅｄｉｓ980ｍｍ·ｓ －1ｔｈｅｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｄｒａｗｉｎｇ ｆｏｒｃｅｃａｕｓｅｄｂｙｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｉｓａｂｏｕｔ30％ ａｎｄｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｑｕａｌｉｔｙｉｓｉｍｐｒｏｖｅｄ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ；ｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇ；ｄｒａｗｉｎｇｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ；ｄｒａｗｉｎｇｆｏｒｃｅ；ｓｕｒｆａｃｅｑｕａｌｉｔｙ 收稿日期：2009--04--20 基金项目：黑龙江省自然科学基金资助项目 （Ｎｏ．Ｅ200614） 作者简介：齐海群 （1965－ ）男博士研究生；谢 涛 （1965－ ）男教授博士Ｅ-ｍａｉｌ：ｘｉｅｔａｏｈｉｔ＠ｇｍａｉｌ．ｃｏｍ 常规拉丝加工过程中由于变形剧烈、变形力和 摩擦力大容易出现断丝和表面缺陷．研究表明超 声振动拉丝工艺可以在一定程度上解决这些问题． 超声振动拉丝是将高频电振荡信号通过振动系统转 换成相应频率的超声波振动能通过介质耦合到拉 丝模具上用振动的模具去加工丝材获得超声波振 动对金属塑性变形作用的加工过程 ［1--4］． 当前对纵向超声振动拉丝的研究较多横向较 少复合超声振动拉丝的研究国内还未见报道 ［5--6］． 笔者在前期研究工作的基础上建立了一套正交复 合超声振动拉丝实验系统同哈尔滨电缆厂的技术 人员一起对正交复合超声振动拉丝进行了实验 研究． 1 正交复合超声振动系统设计 正交复合超声振动拉丝系统主要由超声波驱动 DOI :10．13374／j．issn1001－053x．2010．01．008
,90 北京科技大学学报 第32卷 器、机电转换装置（也称超声振动系统）、拉拔设备 的参数5=0F1=0传输矩阵为： 和拉丝模等组成门，如图1所示.其中，换能器和变 a副「a品 幅杆的设计决定了振动系统的性能 3 3 2 拉拔设备 (2) 将四端网络矩阵参数代入节面左侧，即14波 超声波 机电转换装置 换能器和变幅杆) 拉丝模 歌动器 长换能器的传输矩阵，可得a1=0 对于节面右端，即14波长阶梯型变幅杆的四 金属丝 端网络传输方程为： 图1复合超声振动拉丝实验系统图 (3) Fig 1 Stuuctire of an experimnental sysiem of w ire draw ing with com [{ posite ultrasonic vibmation 根据节面右侧部分的运动状态和受力状况确定 1.1换能器的设计 两端的参数4=0F=Q传输矩阵为： 分析具有复杂结构形状的超声振动系统，可以 5] 91 a a的 将组成系统的每一部分等效为一个机械四端网络模 (4) 型，由此进行系统的设计与分析，称为四端网络法， 将四端网络传输矩阵参数代入节面右侧，即14 本文将基于四端网络法对超声振动系统进行设 计[⑧-0.所设计的夹心式换能器采用纵向复合式结 波长变幅杆的传输矩阵，可得2=Q 如图2所示，后端盖和压电陶瓷通过硬铝合金 构，如图2所示.由14波长换能器（压电陶瓷和后 与换能器连接起来，如果完全按照后端盖和压电陶 端盖)和14波长变幅杆组成，设计谐振频率为21 瓷的材料属性来进行计算会存在很大误差，所以本 出：设计过程中为简化分析夹心式换能器的振动 文采用等效面积法进行计算： 状态，须进行如下假设：换能器的总长要和超声波长 0S+8S 相比拟，换能器的直径必须小于超声波长·在这一 后瑞盖 S 假设下，换能器的振动可以近似看成一个细长变截 来 ostes 面杆的纵向振动，在换能器的各组成部件的连接面 两侧，位移和应力是连续的，因此对于夹心式换能器 可以抽象成一个复合细棒振动的理想模型山-]， G行装整一GS十CS (5) 半波长压电换能器中间必存在一节面，本文设计的 节面位于陶瓷晶片与前端盖的结合处，并把它作为 -GS+CS 固定点以便于安装，既提高了换能器的功率和电声 式中，A、A和A分别为45号钢的密度、压电陶瓷 转换效率，也解决了换能器的强度问题 的密度和硬铝的密度，S、S和S分别为后端盖处 45号钢材料的截面积、后端盖处压电陶瓷的截面积 和后端盖处硬铝的截面积，C、C2和C3分别为45 号钢的声速、压电陶瓷的声速和硬铝的声速 为与压电陶瓷和拉丝模配合，在此取后盖板直 径为48.5mm,后盖板长度L=28mm,压电陶瓷的 图2超声振动系统结构图 厚度根据选取的陶瓷片的厚度确定为L2=l2mm Fig 2 Design sketch of an ultrasonic vibration system 将相关参数带入谐振频率方程得节面厚度L= 节面左端的四端网络传输方程为： 4mm,前盖板两部分长度分别为L4=35mm,L.= [{[ (1) 44 mm. 1.2变幅杆的设计 式中，、F为变截面细杆的振动速度函数和力函数， 对于超声加工，常要求变幅杆的末端具有很大 为第1截面杆的四端网络传输矩阵，根据 的振动幅度，这就要求变幅杆的形状因数和放大倍 21 822 数尽可能的大，而二者很难兼顾，为了改变这一状 节面左侧部分的运动状态和受力状况确定节面两端 况，必须采用复合变幅杆的形式来弥补不足，以提高
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 器、机电转换装置 （也称超声振动系统 ）、拉拔设备 和拉丝模等组成 ［7］如图 1所示．其中换能器和变 幅杆的设计决定了振动系统的性能． 图 1 复合超声振动拉丝实验系统图 Ｆｉｇ．1 Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｙｓｔｅｍｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｗｉｔｈｃｏｍ- ｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ 1∙1 换能器的设计 分析具有复杂结构形状的超声振动系统可以 将组成系统的每一部分等效为一个机械四端网络模 型由此进行系统的设计与分析称为四端网络法． 本文将基于四端网络法对超声振动系统进行设 计 ［8--10］．所设计的夹心式换能器采用纵向复合式结 构如图 2所示．由 1／4波长换能器 （压电陶瓷和后 端盖 ）和 1／4波长变幅杆组成设计谐振频率为 21 ｋＨｚ．设计过程中为简化分析夹心式换能器的振动 状态须进行如下假设：换能器的总长要和超声波长 相比拟换能器的直径必须小于超声波长．在这一 假设下换能器的振动可以近似看成一个细长变截 面杆的纵向振动．在换能器的各组成部件的连接面 两侧位移和应力是连续的因此对于夹心式换能器 可以抽象成一个复合细棒振动的理想模型 ［11--12］． 半波长压电换能器中间必存在一节面本文设计的 节面位于陶瓷晶片与前端盖的结合处并把它作为 固定点以便于安装既提高了换能器的功率和电声 转换效率也解决了换能器的强度问题． 图 2 超声振动系统结构图 Ｆｉｇ．2 Ｄｅｓｉｇｎｓｋｅｔｃｈｏｆａｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ 节面左端的四端网络传输方程为： ｖ3 Ｆ3 ＝ ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ｖ1 Ｆ1 （1） 式中ｖ、Ｆ为变截面细杆的振动速度函数和力函数 ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 为第 1截面杆的四端网络传输矩阵根据 节面左侧部分的运动状态和受力状况确定节面两端 的参数 ｖ3＝0、Ｆ1＝0．传输矩阵为： ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ＝ ａ 3 11 ａ 3 12 ａ 3 21 ａ 3 22 ａ 2 11 ａ 2 12 ａ 2 21 ａ 2 22 ａ 1 11 ａ 1 12 ａ 1 21 ａ 1 22 （2） 将四端网络矩阵参数代入节面左侧即 1／4波 长换能器的传输矩阵可得 ａ11＝0． 对于节面右端即 1／4波长阶梯型变幅杆的四 端网络传输方程为： ｖ5 Ｆ5 ＝ ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ｖ4 Ｆ4 （3） 根据节面右侧部分的运动状态和受力状况确定 两端的参数 ｖ4＝0、Ｆ5＝0．传输矩阵为： ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ＝ ａ 5 11 ａ 5 12 ａ 5 21 ａ 5 22 ａ 4 11 ａ 4 12 ａ 4 21 ａ 4 22 （4） 将四端网络传输矩阵参数代入节面右侧即1／4 波长变幅杆的传输矩阵可得 ａ22＝0． 如图 2所示后端盖和压电陶瓷通过硬铝合金 与换能器连接起来如果完全按照后端盖和压电陶 瓷的材料属性来进行计算会存在很大误差所以本 文采用等效面积法进行计算： ρ后端盖 ＝ ρ1Ｓ1＋ρ3Ｓ3 Ｓ ρ陶瓷 ＝ ρ1Ｓ1＋ρ2Ｓ2 Ｓ Ｃ后端盖 ＝ Ｃ1Ｓ1＋Ｃ3Ｓ3 Ｓ Ｃ陶瓷 ＝ Ｃ1Ｓ1＋Ｃ2Ｓ2 Ｓ （5） 式中ρ1、ρ2 和 ρ3 分别为 45号钢的密度、压电陶瓷 的密度和硬铝的密度Ｓ1、Ｓ2 和 Ｓ3 分别为后端盖处 45号钢材料的截面积、后端盖处压电陶瓷的截面积 和后端盖处硬铝的截面积Ｃ1、Ｃ2 和 Ｃ3 分别为 45 号钢的声速、压电陶瓷的声速和硬铝的声速． 为与压电陶瓷和拉丝模配合在此取后盖板直 径为 48∙5ｍｍ后盖板长度 Ｌ1 ＝28ｍｍ压电陶瓷的 厚度根据选取的陶瓷片的厚度确定为 Ｌ2 ＝12ｍｍ 将相关参数带入谐振频率方程得节面厚度 Ｌ3＝ 4ｍｍ前盖板两部分长度分别为 Ｌ4 ＝35ｍｍＬ5 ＝ 44ｍｍ． 1∙2 变幅杆的设计 对于超声加工常要求变幅杆的末端具有很大 的振动幅度这就要求变幅杆的形状因数和放大倍 数尽可能的大而二者很难兼顾．为了改变这一状 况必须采用复合变幅杆的形式来弥补不足以提高 ·90·
第1期 齐海群等：正交复合超声振动拉丝 91. 输出性能，当然变幅杆的长度必须满足共振条件. 方向和垂直拉丝的方向上振动，两个运动的合成使 两端自由振动的复合型变幅杆的四端网络传输 拉丝模实现正交复合超声振动 方程为： 2正交复合超声振动系统分析与测试 [ (6) 2.1振动系统的动力学分析 式中，根据变幅杆的运动状态和受力状况确定两端 (1)模态分析，模态分析主要是分析模型在自 的参数F。=0,F7=Q传输矩阵为： 由振动状态的共振频率，对压电陶瓷施加零电压，由 于设计频率为21kHa故设置频率为20~22kHz进 (7) 行模态分析，分析结果如图4所示，从分析结果可 知，整个系统的谐振频率为21.626kHa与设计的谐 将四端网络传输矩阵参数代入节面左侧，即14 振频率21k妞z相差不大， 波长变幅杆的传输矩阵，可得1=Q ANSYS 代入已知条件，由频率方程得变幅杆圆锥长度 Ls=40mm,圆柱长度L,=70mm根据变幅杆共振 条件，要求选择传振杆和工具头的长度也必须满足 半波长，同样根据上述方法可以确定传振杆和工具 头的长度为Lg=67mm 图3给出了所设计的正交复合超声振动系统装 配图，当两个换能器同时工作时，拉丝模将在拉丝 图4正交复合超声振动系统的模态振型图 Fig 4 V bration mode of an orthogonal camnposite ultrasonic vbration 可sm (2)谐响应分析，选定包含工作谐振频率 21.626kHz在内的区间21.606~21.646Hz为 谐响应分析频率的计算范围，以点载荷的形式加 678 载到各个压电陶瓷元件两电极的电压幅值为200 V,采用F球解方法，计算正交复合超声振动系 统在这个频率范围内的振动情况，谐响应分析如 图5所示，在频率21.626kHz处换能器将发生 1一后端盖：2一压电陶瓷：3一前端盖：4一变幅杆：5一拉丝模：6一 横向变幅杆：7一模子压板：8一螺钉 谐振， (③)瞬态分析，在压电陶瓷表面以点载荷的形 图3正交复合超声振动装置结构图 Fig 3 Stmucture of an orthogonal composite ultrasonic vomtion de- 式施加谐振频率为21.626kHz的正弦激励电压载 vice 荷，电压幅值为200V.在对模型进行瞬态分析的过 3.5 (a) (b) 30 30 2.0 1.0 0.5 2.60 21.62 21.64 21.66 21.60 21.62 21.64 21.66 频率kHz 频率及Hz 图5正交复合超声振动系统的谐响应分析图。(a)纵向的振幅；(b)横向的振幅 Fig 5 Hamonic analysis of an orthogonal composite ultrasonic vbration system:(a)longitud inal amplitde (b)transverse amplitude
第 1期 齐海群等： 正交复合超声振动拉丝 输出性能当然变幅杆的长度必须满足共振条件． 两端自由振动的复合型变幅杆的四端网络传输 方程为： ｖ7 Ｆ7 ＝ ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ｖ6 Ｆ6 （6） 式中根据变幅杆的运动状态和受力状况确定两端 的参数 Ｆ6＝0Ｆ7＝0．传输矩阵为： ａ11 ａ12 ａ21 ａ22 ＝ ａ 7 11 ａ 7 12 ａ 7 21 ａ 7 22 ａ 6 11 ａ 6 12 ａ 6 21 ａ 6 22 （7） 将四端网络传输矩阵参数代入节面左侧即1／4 波长变幅杆的传输矩阵可得 ａ21＝0． 代入已知条件由频率方程得变幅杆圆锥长度 Ｌ6＝40ｍｍ圆柱长度 Ｌ7 ＝70ｍｍ．根据变幅杆共振 条件要求选择传振杆和工具头的长度也必须满足 半波长同样根据上述方法可以确定传振杆和工具 头的长度为 Ｌ8＝67ｍｍ． 图 3给出了所设计的正交复合超声振动系统装 配图．当两个换能器同时工作时拉丝模将在拉丝 图 3 正交复合超声振动装置结构图 Ｆｉｇ．3 Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆａｎｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｄｅ- ｖｉｃｅ 方向和垂直拉丝的方向上振动两个运动的合成使 拉丝模实现正交复合超声振动． 2 正交复合超声振动系统分析与测试 2∙1 振动系统的动力学分析 （1） 模态分析．模态分析主要是分析模型在自 由振动状态的共振频率对压电陶瓷施加零电压由 于设计频率为 21ｋＨｚ故设置频率为 20～22ｋＨｚ进 行模态分析分析结果如图 4所示．从分析结果可 知整个系统的谐振频率为 21∙626ｋＨｚ与设计的谐 振频率 21ｋＨｚ相差不大． 图 4 正交复合超声振动系统的模态振型图 Ｆｉｇ．4 Ｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅｏｆａｎｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｓｙｓｔｅｍ （2） 谐响应分析．选定包含工作谐振频率 21∙626ｋＨｚ在内的区间 21∙606～21∙646ｋＨｚ为 谐响应分析频率的计算范围以点载荷的形式加 载到各个压电陶瓷元件两电极的电压幅值为 200 Ｖ采用 Ｆｕｌｌ求解方法计算正交复合超声振动系 统在这个频率范围内的振动情况谐响应分析如 图 5所示在频率 21∙626ｋＨｚ处换能器将发生 谐振． （3） 瞬态分析．在压电陶瓷表面以点载荷的形 式施加谐振频率为 21∙626ｋＨｚ的正弦激励电压载 荷电压幅值为 200Ｖ．在对模型进行瞬态分析的过 图 5 正交复合超声振动系统的谐响应分析图．（ａ） 纵向的振幅；（ｂ） 横向的振幅 Ｆｉｇ．5 Ｈａｒｍｏｎｉｃａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｎｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ：（ａ） ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌａｍｐｌｉｔｕｄｅ；（ｂ） ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅａｍｐｌｉｔｕｄｅ ·91·
,92 北京科技大学学报 第32卷 程中，选取积分步长为0,2ms经分析得换能器受电 交复合超声振动系统的最大振幅为30m以上，如 压激励从振动开始经1.25ms为止这一时间内，正 图6所示， (bl 300.20.40.60.81.0121.4 00.20.40.60.81.01.21.4 时间ms 时间/ms 图6正交复合超声振动系统的瞬时分析图，()纵向的振相：(b)横向的振幅 Fig 6 Instantaneous analysis of an orthogonal commposite ultrason ic vibration systen:(a)longitd nal amplitude (b)transverse amplitude 2.2振动系统的阻抗分析 为了衡量超声振动装置的性能和工作状态，检 采用HP4294A阻抗分析仪测量超声换能装置 测超声振动系统的振幅是否满足超声振动拉丝对振 的谐振特性，对整个正交复合超声振动系统进行阻 幅的要求，利用工具显微镜对超声振动系统进行了 抗测试，如图7所示，获取整个振动系统的谐振频率 振动测试，纵向换能器的振幅约为18m,横向换能 为21.463kHa其阻抗约为0.712k2,相角为 器的振幅约为15m,符合超声振动拉丝对振幅的 -57.752 要求 2.0 3正交复合超声振动拉丝的仿真研究 21.463kHz,0.712k2 当两个相互垂直的振子同时被激励后，在两个 传振杆处将产生相互垂直的振动，从而实现工具头 0.5L 21.321.4 21.521.621.721.8 的正交复合振动，该模式同时具有纵向振动和横向 频率fHz 振动的优点，并且在拉丝模中心，两个1.5倍波长的 -10 交汇处，超声振动得到加强，此时被拉拔金属变形 -30 -50 中心处具有复杂的应力状态，使得超声对丝材的塑 (21.463kHz,-57.752 性产生更有效的影响，为从理论上分析正交复合超 -9 声振动拉丝的作用机理，在进行实验研究之前，对所 21.3 21.4 21.521.6 21.721.8 频率fkHz 设计的正交复合超声振动系统进行拉丝模拟仿真， 图7正交复合超声振动系统的阻抗特性曲线 并对仿真结果进行分析-.所选丝材为铜丝，按 Fig 7 mpedance chamacteristics of an orthogonal canposite ultmason- 照设计频率，给予拉丝模施加频率为21.626z的 ic vibration syskem 超声振动.铜丝的进线直径为0.6mm,出线直径为 2.3振动系统的测试 0.54mmG0减缩率10%)，对拉丝模施加纵向25m 为保证超声振动系统的正常工作，必须对其进 和横向14m的正交复合振动进行仿真分析 行测试.当施加超声振动的频率为21.43k出z电源 3.1应力分析 输入电压为400时，输出电流为0.5A此时匹配的 通过分析Z向正应力，就可以分析拉拔力，选 电感为4.08mH.对于正交复合振动系统，纵向振动 取三种振动状态中的同一减径区节点为研究对象. 的振幅需要大于横向振动的振幅。因此，当施加超 提取拉丝稳定状态时的节点Z向正应力进行分析， 声振动的频率为21.463kHz纵向振动换能器施加 绘制三种振动状态的应力时间曲线，如图8所示. 的超声波驱动器的输入电压为400V时，输出电流 由图8可见，三种振动状态的应力在拉丝模的 为0.5A,此时匹配的电感为4.18mH,横向振动的 振动周期内呈周期性变化，其中，正交复合振动状 换能器施加的超声波驱动器的输入电压为400V 态的应力振动平衡位置在50MPa纵向振动大约在 时，输出电流为0.3A此时匹配的电感为4.32mH. 60MPa横向振动大约在65MPa纵向和复合的应
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 程中选取积分步长为 0∙2ｍｓ经分析得换能器受电 压激励从振动开始经 1∙25ｍｓ为止这一时间内正 交复合超声振动系统的最大振幅为 30μｍ以上如 图 6所示． 图 6 正交复合超声振动系统的瞬时分析图．（ａ） 纵向的振幅；（ｂ） 横向的振幅 Ｆｉｇ．6 Ｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｎｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ：（ａ） ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌａｍｐｌｉｔｕｄｅ；（ｂ） ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅａｍｐｌｉｔｕｄｅ 2∙2 振动系统的阻抗分析 采用 ＨＰ4294Ａ阻抗分析仪测量超声换能装置 的谐振特性对整个正交复合超声振动系统进行阻 抗测试如图 7所示获取整个振动系统的谐振频率 为 21∙463ｋＨｚ其 阻 抗 约 为 0∙712ｋΩ相 角 为 －57∙752°． 图 7 正交复合超声振动系统的阻抗特性曲线 Ｆｉｇ．7 Ｉｍｐｅｄａｎｃｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａｎｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎ- ｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ 2∙3 振动系统的测试 为保证超声振动系统的正常工作必须对其进 行测试．当施加超声振动的频率为 21∙43ｋＨｚ、电源 输入电压为400Ｖ时输出电流为 0∙5Ａ此时匹配的 电感为4∙08ｍＨ．对于正交复合振动系统纵向振动 的振幅需要大于横向振动的振幅．因此当施加超 声振动的频率为 21∙463ｋＨｚ、纵向振动换能器施加 的超声波驱动器的输入电压为 400Ｖ时输出电流 为 0∙5Ａ此时匹配的电感为 4∙18ｍＨ横向振动的 换能器施加的超声波驱动器的输入电压为 400Ｖ 时输出电流为 0∙3Ａ此时匹配的电感为 4∙32ｍＨ． 为了衡量超声振动装置的性能和工作状态检 测超声振动系统的振幅是否满足超声振动拉丝对振 幅的要求利用工具显微镜对超声振动系统进行了 振动测试纵向换能器的振幅约为 18μｍ横向换能 器的振幅约为 15μｍ符合超声振动拉丝对振幅的 要求． 3 正交复合超声振动拉丝的仿真研究 当两个相互垂直的振子同时被激励后在两个 传振杆处将产生相互垂直的振动从而实现工具头 的正交复合振动．该模式同时具有纵向振动和横向 振动的优点并且在拉丝模中心两个 1∙5倍波长的 交汇处超声振动得到加强．此时被拉拔金属变形 中心处具有复杂的应力状态使得超声对丝材的塑 性产生更有效的影响．为从理论上分析正交复合超 声振动拉丝的作用机理在进行实验研究之前对所 设计的正交复合超声振动系统进行拉丝模拟仿真 并对仿真结果进行分析 ［13--14］．所选丝材为铜丝．按 照设计频率给予拉丝模施加频率为 21∙626ｋＨｚ的 超声振动．铜丝的进线直径为 0∙6ｍｍ出线直径为 0∙54ｍｍ（减缩率 10％ ）．对拉丝模施加纵向25μｍ 和横向 14μｍ的正交复合振动进行仿真分析． 3∙1 应力分析 通过分析 Ｚ向正应力就可以分析拉拔力选 取三种振动状态中的同一减径区节点为研究对象． 提取拉丝稳定状态时的节点 Ｚ向正应力进行分析 绘制三种振动状态的应力--时间曲线如图 8所示． 由图 8可见三种振动状态的应力在拉丝模的 振动周期内呈周期性变化．其中正交复合振动状 态的应力振动平衡位置在 50ＭＰａ纵向振动大约在 60ＭＰａ横向振动大约在 65ＭＰａ．纵向和复合的应 ·92·
第1期 齐海群等：正交复合超声振动拉丝 93. 力变化范围比横向的应力变化范围大，同时，正交 丝模在减径区对铜丝有向前推动的作用，从而可以 复合振动状态时不但有Z向拉应力，还有Z向压应 显著减少Z向应力，可见，正交复合振动的作用效 力，这是由于在纵向和横向振动的共同作用下，拉 果最好 200 120 105 a (b 150 00 85 0 50 MM -1001 5 2.0002.0092.0182.0272.0362.045 2.0002.0092.0182.0272.0362.045 2.0002.0092.0182.0272.0362.045 时间/102% 时间/1028 时间/102s 图8三种形式超声振动拉丝节点Z向应力时间曲线.(a)正交复合超声振动：(b)纵向超声振动：(c)横向超声振动 Fig 8 Node Z dimction stress tine curves of w ire dnw ing using three kinds of ultmasonic vibration (a)orthogonal camposite ultmasonic vibmation (b)axial ultrasonic vibration (c)radial ultrasonic vbration 3.2摩擦分析 图9所示，由图9可见，正交复合振动状态的摩擦 取减径区同一节点为研究对象，在时间后处理 应力振动平衡位置在1.6MPa纵向振动大约在 中绘制节点在三种振动状态下摩擦应力的曲线，如 1.5MPa横向振动大约在1.8MPa 3.5r 2.5 1.65 (a) b (c) 3.0 2.0 2.5 2.0 15 45 1.5 1.0 1.0 0.5 20002.0092.0182.0272.0362.045 210002.0092.0182.027 2.0362.045 2.0002.0092.0182.0272.0362.045 时间/102s 时间/102s 时间102g 图9三种形式超声振动拉丝节点摩藤应力时间曲线.()正交复合超声振动：(b)纵向超声振动：()横向超声振动 Fig 9 Node friction stress-tme curves of wire dmaw ng using three kinds of ultrasonic vbration:(a)orthogonal canposite ultrasonic vbration (b)axial ultrasonic vibration (c)radial ultrason ic vibration 通过对三种振动形式的摩擦应力分析可知，正 刚石拉丝模；采用TH$-1复合型润滑剂. 交复合超声振动拉丝的综合作用效果最佳 根据实际生产配模工艺，确定通过两个拉丝模 孔，其中，第1拉丝模作为浮线模，稳定丝材的运动 4正交复合超声振动拉丝实验及结果分析 方向，第2拉丝模通过压盖和螺钉固定在变幅杆前 端。为了保证拉丝模和传振杆末端的紧密接触，安 选择H-20017型拉丝机作为实验平台；选择 装时将拉丝模的前后端都涂上一层复合型润滑剂， K ISTLER测力仪测试拉丝过程中的拉拔力；实验选 这样可以保证拉丝模与后端盖以及传振杆的末端紧 用铜丝进行实验，进线直径为0.6mm,出线直径为 密接触，有效地进行能量的传递。最后，利用夹具将 0.54mm(减缩率为10%)：拉丝模选用人造聚晶金 超声振动拉丝装置安装在拉丝机上，如图10所示
第 1期 齐海群等： 正交复合超声振动拉丝 力变化范围比横向的应力变化范围大．同时正交 复合振动状态时不但有 Ｚ向拉应力还有 Ｚ向压应 力．这是由于在纵向和横向振动的共同作用下拉 丝模在减径区对铜丝有向前推动的作用从而可以 显著减少 Ｚ向应力．可见正交复合振动的作用效 果最好． 图 8 三种形式超声振动拉丝节点 Ｚ向应力--时间曲线．（ａ） 正交复合超声振动；（ｂ） 纵向超声振动；（ｃ） 横向超声振动 Ｆｉｇ．8 ＮｏｄｅＺ-ｄｉｒｅｃｔｉｏｎｓｔｒｅｓｓ-ｔｉｍｅｃｕｒｖｅｓｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｕｓｉｎｇｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ：（ａ） ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ； （ｂ） ａｘｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ；（ｃ） ｒａｄｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ 3∙2 摩擦分析 取减径区同一节点为研究对象在时间后处理 中绘制节点在三种振动状态下摩擦应力的曲线如 图 9所示．由图 9可见正交复合振动状态的摩擦 应力振动平衡位置在 1∙6ＭＰａ纵向振动大约在 1∙5ＭＰａ横向振动大约在 1∙8ＭＰａ． 图 9 三种形式超声振动拉丝节点摩擦应力--时间曲线．（ａ） 正交复合超声振动；（ｂ） 纵向超声振动；（ｃ） 横向超声振动 Ｆｉｇ．9 Ｎｏｄｅｆｒｉｃｔｉｏｎｓｔｒｅｓｓ-ｔｉｍｅｃｕｒｖｅｓｏｆｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇｕｓｉｎｇｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ： （ａ） ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ； （ｂ） ａｘｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ；（ｃ） ｒａｄｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ 通过对三种振动形式的摩擦应力分析可知正 交复合超声振动拉丝的综合作用效果最佳． 4 正交复合超声振动拉丝实验及结果分析 选择 ＬＨ--200／17型拉丝机作为实验平台；选择 ＫＩＳＴＬＥＲ测力仪测试拉丝过程中的拉拔力；实验选 用铜丝进行实验进线直径为 0∙6ｍｍ出线直径为 0∙54ｍｍ（减缩率为 10％ ）；拉丝模选用人造聚晶金 刚石拉丝模；采用 ＴＨＳ--1复合型润滑剂． 根据实际生产配模工艺确定通过两个拉丝模 孔．其中第 1拉丝模作为浮线模稳定丝材的运动 方向第 2拉丝模通过压盖和螺钉固定在变幅杆前 端．为了保证拉丝模和传振杆末端的紧密接触安 装时将拉丝模的前后端都涂上一层复合型润滑剂 这样可以保证拉丝模与后端盖以及传振杆的末端紧 密接触有效地进行能量的传递．最后利用夹具将 超声振动拉丝装置安装在拉丝机上如图 10所示． ·93·
94. 北京科技大学学报 第32卷 4.1超声振动对拉拔力的影响 实验按常规拉丝，纵向、横向和正交复合超声振 动拉丝的方式进行，拉丝速度为980mm·s,分别 记录常规拉丝与超声振动拉丝过程中的拉拔力，结 果如图11所示，其拉拔力的均值列于表1 从图11和表1可见：①常规拉拔力大约为 24N,与常规拉丝相比，平均拉拔力的减少依次为正 图10正交复合超声振动拉丝实验系统的安装图 交复合超声振动大约7N,纵向超声振动大约4N,横 Fig 10 Installation of a dmaw ing experimental sysiemn w ith orthogonal 向超声振动大约2N,所以正交复合超声振动的作用 cam posite ultmasonic vibration 效果最好；②对延长张力调节周期，各种超声振动的 0 24 20 19 h 时间 时间s 26 22 20 7 2 时问/s 时间s 图11拉拔力时间曲线.(a)正交复合超声振动：(b)纵向超声振动：(c)横向超声振动：(d)常规拉丝 Fig 11 Dnw ing force-tine curves (a)orthogonal comnposite ultrasonic vbration (b)axial ultmasonic vibration (c)mdial ultrasonic vbration (d)conventional wire draw ing 表1铜丝拉拔力均值对比 约为18N.差值越小，拉拔过程越平稳，越有利于减 Table 1 Canparison of the mean vahes of dmaw ing force for the brass 小不均匀变形 wires N 4.2超声振动对表面质量的影响 常规拉丝 复合振动 纵向振动 横向振动 当拉丝速度为980mm·s时，进行拉丝采样， 23.94 17.21 19.72 21.78 利用菲利普FE Isirion200型扫描电子显微镜进行观 察分析，并和无超声振动的拉丝试样比较.图12为 作用效果差不多，基本可以延长张力调节周期3倍 铜丝外表面形貌.图12(a)是无超声作用时拉拔得 以上；③对于调节张力的大小，正交复合超声振动时 到的铜丝，其表面粗糙，有明显的划痕和裂纹： 张力与拉拔力的差值为5N,纵向超声振动时大约为 图12(b)是正交复合超声振动拉丝试样的表面形 6N,横向超声振动时大约为11N,而常规拉丝时大 貌，基本看不到大的裂纹与划痕，表面光滑
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 图 10 正交复合超声振动拉丝实验系统的安装图 Ｆｉｇ．10 Ｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｏｆａｄｒａｗｉｎｇｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｙｓｔｅｍｗｉｔｈｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ 4∙1 超声振动对拉拔力的影响 实验按常规拉丝纵向、横向和正交复合超声振 动拉丝的方式进行拉丝速度为 980ｍｍ·ｓ －1分别 记录常规拉丝与超声振动拉丝过程中的拉拔力结 果如图 11所示其拉拔力的均值列于表 1． 从图 11和表 1可见：①常规拉拔力大约为 24Ｎ与常规拉丝相比平均拉拔力的减少依次为正 交复合超声振动大约7Ｎ纵向超声振动大约4Ｎ横 向超声振动大约2Ｎ所以正交复合超声振动的作用 效果最好；②对延长张力调节周期各种超声振动的 图 11 拉拔力--时间曲线．（ａ） 正交复合超声振动；（ｂ） 纵向超声振动；（ｃ） 横向超声振动；（ｄ） 常规拉丝 Ｆｉｇ．11 Ｄｒａｗｉｎｇｆｏｒｃｅ-ｔｉｍｅｃｕｒｖｅｓ：（ａ） ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ；（ｂ） ａｘｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ；（ｃ） ｒａｄｉａｌｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ； （ｄ） ｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇ 表 1 铜丝拉拔力均值对比 Ｔａｂｌｅ1 Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｔｈｅｍｅａｎｖａｌｕｅｓｏｆｄｒａｗｉｎｇｆｏｒｃｅｆｏｒｔｈｅｂｒａｓｓ ｗｉｒｅｓ Ｎ 常规拉丝 复合振动 纵向振动 横向振动 23∙94 17∙21 19∙72 21∙78 作用效果差不多基本可以延长张力调节周期 3倍 以上；③对于调节张力的大小正交复合超声振动时 张力与拉拔力的差值为5Ｎ纵向超声振动时大约为 6Ｎ横向超声振动时大约为 11Ｎ而常规拉丝时大 约为 18Ｎ．差值越小拉拔过程越平稳越有利于减 小不均匀变形． 4∙2 超声振动对表面质量的影响 当拉丝速度为 980ｍｍ·ｓ －1时进行拉丝采样 利用菲利普 ＦＥＩｓｉｒｉｏｎ200型扫描电子显微镜进行观 察分析并和无超声振动的拉丝试样比较．图 12为 铜丝外表面形貌．图 12（ａ）是无超声作用时拉拔得 到的铜丝其表面粗糙有明显的划痕和裂纹； 图 12（ｂ）是正交复合超声振动拉丝试样的表面形 貌基本看不到大的裂纹与划痕表面光滑． ·94·
第1期 齐海群等：正交复合超声振动拉丝 .95. 201m 20μm 图12施加超声振动前后铜丝表面对比，()常规拉丝；(b)复合超声振动拉丝 Fg12 Surface contrast of brass wires before and aferapplyng ultmasonc vbration (a)conventionalw ire drww ing (b)orthogonal composite ultma- son ic vbration (陈在礼，陈维山，谢涛，等。超声波在拉丝上的应用、电子 5结论 工艺技术，1996(2)：19) 本文建立了正交复合超声振动拉丝实验系统 [5]Lee J Ki N.Prediction of charging rate in ultmasonic vbration of njection moling J Mater Pmocess Technol 2008 201:710 仿真结果表明，正交复合超声振动的综合作用效果 [6]Matsuokaa S mai H.Direct weling of different metals used ul 最佳，通过所建立的超声振动拉丝实验系统，完成 trasonic vibration JMa ter P rocess Technol 2009 209.954 了超声振动拉丝的工艺和性能实验，实验结果表 [7]Xie T.QiH Q.Zhang J Experinental research on wire draw ing 明，正交复合超声振动的作用效果最好，正交复合 with ultrasonic vbration Chna Mech Eng 2006.17(3):224 超声振动可使拉丝机的张力调节周期有效延长3倍 (谢涛，齐海群，张俊.超声振动拉丝实验研究·中国机械工 程，200617(3)：224) 以上，并且明显降低张力调节的幅值，有效地减少了 [8]Zhu W,Zhang J M.Design of hom using fourtem nal netork 不均匀变形，改善了外表面形貌，使拉丝过程更加 method J ShanghaiUniv Electr Power 2004.20(4):21 稳定 (朱武，张佳民，基于四端网络网络法的超声变幅杆设计·上 本次正交复合超声振动拉丝实验过程中， 海电力学院学报，2004,20(4)：21) 1000m的实验丝材一直未出现断丝现象，说明正交 [9]Huang DZ Design of an ultrasonic vibrator usng the fourtemi nal newok method JVib Shocke 2005.24(5):107 复合振动对改善不均匀变形、稳定拉丝过程效果显 (黄德中.超声波振动器四端网络设计，振动与冲击，2005， 著，这对于实际拉丝生产来说将具有可观的经济效 24(5):107) 益，可以减少因为断丝而重复穿模，节省大量的人力 [10]Zhu W,Zhang JM.Designing and perfomance analysis of ultra- 和物力 sonic vbmation system.J ShanghaiUniv Electr Power 2004.20 (3:47 参考文献 (朱武，张佳民，超声振动系统设计及性能分析·上海电力 [1]Zhen BL LiLS A new technology of dnaw ng specialwires with 学院学报，2004,20(3)：47) mller dies JUniv Sci Technol Beijing 1994.16(2):158 [11]Ln S Y.Design of sandw ich piemelectric cenm ic ultrasonic (郑宝龙，李连诗，滚模拉拔异型丝新工艺，北京科技大学学 transducer Tech Acoust 2006.25(2):160 报，1994,16(2)：158) (林书玉.夹心式功率超声压电陶瓷换能器的工程设计·声 [2]Zhen B L Liu YZ Xue L P.etal Defomation characteristic of 学技术，200625(2)：160) dnaw ng fhux-cored wiling w ines with mollerdies J Univ Sei Techn- [12]Ln S Y.Sang Y J Tian H.Study on the mdial vibmation of m ol Beijing1999,21(4):363 dial camnposite piezoelectric ultrason ic transducers Acta Acoust (郑宝龙，刘雅政，薛利平，等。辊模拉拔药芯焊丝的变形特 2007,32(4):310 性.北京科技大学学报，199921(4)：363) (林书玉，桑永杰，田华.横向复合压电陶瓷超声换能器的 [3]He Q.Wen BC The nonlinear dynan ic models for the ultrasoni 横向振动特性研究，声学学报，2007,32(4)：310) plstic working system.J Liaoning Inst Technol 2001.21(6): [13]HayashiM.Jin M.ThipprakmnasS etal Smnulation of ultrason- 57 icvbration dnow ng using the finite element method FEM )J (何勍，闻邦椿·超声塑性加工系统的非线性动力学模型.辽 Mater Process Technol 2003.140.30 宁工学院学报，2001,21(6)：57) [14]Lao S Zhang L Yuan S et al Modeling and finite element [4]Chen ZL Chen W S X ie T et al Application of ultrasound in analysis of md and wi molling pmcess J Univ SciTechnol Bei the wire draw ing Eketmon Pmcess Technol 1996(2):19 jm5200815(4):412
第 1期 齐海群等： 正交复合超声振动拉丝 图 12 施加超声振动前后铜丝表面对比．（ａ） 常规拉丝；（ｂ）复合超声振动拉丝 Ｆｉｇ．12 Ｓｕｒｆａｃｅｃｏｎｔｒａｓｔｏｆｂｒａｓｓｗｉｒｅｓｂｅｆｏｒｅａｎｄａｆｔｅｒａｐｐｌｙｉｎｇｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ：（ａ）ｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇ；（ｂ）ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｌｔｒａ- ｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ 5 结论 本文建立了正交复合超声振动拉丝实验系统． 仿真结果表明正交复合超声振动的综合作用效果 最佳．通过所建立的超声振动拉丝实验系统完成 了超声振动拉丝的工艺和性能实验．实验结果表 明正交复合超声振动的作用效果最好．正交复合 超声振动可使拉丝机的张力调节周期有效延长 3倍 以上并且明显降低张力调节的幅值有效地减少了 不均匀变形改善了外表面形貌使拉丝过程更加 稳定． 本次正 交 复 合 超 声 振 动 拉 丝 实 验 过 程 中 1000ｍ的实验丝材一直未出现断丝现象说明正交 复合振动对改善不均匀变形、稳定拉丝过程效果显 著．这对于实际拉丝生产来说将具有可观的经济效 益可以减少因为断丝而重复穿模节省大量的人力 和物力． 参 考 文 献 ［1］ ＺｈｅｎＢＬＬｉＬＳ．Ａｎｅｗｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｄｒａｗｉｎｇｓｐｅｃｉａｌｗｉｒｅｓｗｉｔｈ ｒｏｌｌｅｒｄｉｅｓ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ199416（2）：158 （郑宝龙李连诗．滚模拉拔异型丝新工艺．北京科技大学学 报199416（2）：158） ［2］ ＺｈｅｎＢＬＬｉｕＹＺＸｕｅＬＰｅｔａｌ．Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｏｆ ｄｒａｗｉｎｇｆｌｕｘ-ｃｏｒｅｄｗｉｌｄｉｎｇｗｉｒｅｓｗｉｔｈｒｏｌｌｅｒｄｉｅｓ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎ- ｏｌＢｅｉｊｉｎｇ199921（4）：363 （郑宝龙刘雅政薛利平等．辊模拉拔药芯焊丝的变形特 性．北京科技大学学报199921（4）：363） ［3］ ＨｅＱＷｅｎＢＣ．Ｔｈｅｎｏｎｌｉｎｅａｒｄｙｎａｍｉｃｍｏｄｅｌｓｆｏｒｔｈｅｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ ｐｌａｓｔｉｃｗｏｒｋｉｎｇｓｙｓｔｅｍ．ＪＬｉａｏｎｉｎｇＩｎｓｔＴｅｃｈｎｏｌ200121（6）： 57 （何勍闻邦椿．超声塑性加工系统的非线性动力学模型．辽 宁工学院学报200121（6）：57） ［4］ ＣｈｅｎＺＬＣｈｅｎＷ ＳＸｉｅＴｅｔａｌ．Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｕｌｔｒａｓｏｕｎｄｉｎ ｔｈｅｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇ．ＥｌｅｃｔｒｏｎＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ1996（2）：19 （陈在礼陈维山谢涛等．超声波在拉丝上的应用．电子 工艺技术1996（2）：19） ［5］ ＬｅｅＪＫｉｍＮ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｃｈａｒｇｉｎｇｒａｔｅｉｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｏｆ ｉｎｊｅｃｔｉｏｎｍｏｌｄｉｎｇ．ＪＭａｔｅｒＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ2008201：710 ［6］ ＭａｔｓｕｏｋａａＳＩｍａｉＨ．Ｄｉｒｅｃｔｗｅｌｄｉｎｇｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｍｅｔａｌｓｕｓｅｄｕｌ- ｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ．ＪＭａｔｅｒＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ2009209：954 ［7］ ＸｉｅＴＱｉＨＱＺｈａｎｇＪ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｗｉｒｅｄｒａｗｉｎｇ ｗｉｔｈｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎ．ＣｈｉｎａＭｅｃｈＥｎｇ200617（3）：224 （谢涛齐海群张俊．超声振动拉丝实验研究．中国机械工 程200617（3）：224） ［8］ ＺｈｕＷＺｈａｎｇＪＭ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｈｏｒｎｕｓｉｎｇｆｏｕｒ-ｔｅｒｍｉｎａｌｎｅｔｗｏｒｋ ｍｅｔｈｏｄ．ＪＳｈａｎｇｈａｉＵｎｉｖＥｌｅｃｔｒＰｏｗｅｒ200420（4）：21 （朱武张佳民．基于四端网络网络法的超声变幅杆设计．上 海电力学院学报200420（4）：21） ［9］ ＨｕａｎｇＤＺ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆａｎｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｏｒｕｓｉｎｇｔｈｅｆｏｕｒ-ｔｅｒｍｉ- ｎａｌｎｅｔｗｏｒｋｍｅｔｈｏｄ．ＪＶｉｂＳｈｏｃｋ200524（5）：107 （黄德中．超声波振动器四端网络设计．振动与冲击2005 24（5）：107） ［10］ ＺｈｕＷＺｈａｎｇＪＭ．Ｄｅｓｉｇｎｉｎｇａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｕｌｔｒａ- ｓｏｎｉｃｖｉｂｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ．ＪＳｈａｎｇｈａｉＵｎｉｖＥｌｅｃｔｒＰｏｗｅｒ200420 （3）：47 （朱武张佳民．超声振动系统设计及性能分析．上海电力 学院学报200420（3）：47） ［11］ ＬｉｎＳＹ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｐｉｅｚｏｅｌｅｃｔｒｉｃｃｅｒａｍｉｃｕｌｔｒａｓｏｎｉｃ ｔｒａｎｓｄｕｃｅｒ．ＴｅｃｈＡｃｏｕｓｔ200625（2）：160 （林书玉．夹心式功率超声压电陶瓷换能器的工程设计．声 学技术200625（2）：160） ［12］ ＬｉｎＳＹＳａｎｇＹＪＴｉａｎＨ．Ｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｒａｄｉａｌｖｉｂｒａｔｉｏｎｏｆｒａ- ｄｉａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｉｅｚｏｅｌｅｃｔｒｉｃｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｔｒａｎｓｄｕｃｅｒｓ．ＡｃｔａＡｃｏｕｓｔ 200732（4）：310 （林书玉桑永杰田华．横向复合压电陶瓷超声换能器的 横向振动特性研究．声学学报200732（4）：310） ［13］ ＨａｙａｓｈｉＭＪｉｎＭＴｈｉｐｐｒａｋｍａｓＳｅｔａｌ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｕｌｔｒａｓｏｎ- ｉｃ-ｖｉｂｒａｔｉｏｎｄｒａｗｉｎｇｕｓｉｎｇｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ （ＦＥＭ）．Ｊ ＭａｔｅｒＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ2003140：30 ［14］ ＬｉａｏＳＺｈａｎｇＬＹｕａｎＳｅｔａｌ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｒｏｄａｎｄｗｉｒｅｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉ- ｊｉｎｇ200815（4）：412 ·95·
