。614 北京科技大学学报 第32卷 归，两种模型所得锥形管母线的线性相关系数尺分 20mmm江'时锥形管断面缩减率57%相比，误差 别为0.9860.972上述结果表明，采用本文建立的 较大.因此，采用较小的进料速度，有利于减小尺寸 拉拔速度控制模型进行拉拔可以得到误差较小、母 控制误差. 线直线度较好的锥形管，即考虑变形区体积变化建 3.4 R,。=40 mm.min) 立的拉拔速度控制模型更合理， 一Re。=20 mm-min） ·理论R,e,=40 mm.min） 3.4 一理论R(e,=20 mm-min） ▣R 2.6 3.0 米R 2.2 2.2 1.5 2.0 2.5 理论直径 e。 1.8 图7进料速度：对锥形管半径R的影响 40 80 120 160 X(tmm F7 Effect of the feed speed an the radius R.of tapered pipes 图5采用不同速度控制模型所得的锥形管半径的变化与理论 以上结果表明：采用本文建立的拉拔速度理论 值的比较 控制模型成形锥形管，可以得到母线直线度较好、尺 Fg 5 Comparison beween the theore tical and expermenal mdius 寸误差较小的锥形管：冷热源距离、进料速度等工艺 values of tpeed pipes by different speed contolmodels 参数影响成形锥形管的形状、尺寸，选择合理的工艺 图6所示为感应加热温度=1100℃进料速 参数，拉拔后锥形管的尺寸误差可小于%.与采用 度8=20mmT'和冷热源距离S分别为10mm 不考虑拉拔过程中变形区体积变化的速度控制模型 40mm时，无模拉拔后锥形管的半径.由图可以看 式(11)成形的锥形管相比相对误差减小，尺寸控 出：随着速比Y/8的增大锥形管的半径减小，断面 制精度提高.因此，可以认为本文所建立的拉拔速 缩减率增大.Y/=2.38当S=40mm时.锥形管 度控制模型更合理，更有利于优化工艺参数和精确 半径为1.99m四断面缩减率57%，理论和实验相对 控制成形. 误差5%：而当S=10mm时，锥形管半径为2.12 虽然本文的研究工作有助于获得形状、尺寸精 m断面缩减率51%，理论和实验相对误差6%. 度较好的锥形管，但从图6图7可以看出，拉拔后 可以看出，拉拔过程中速比Y/8相同时，采用较大 锥形管的尺寸仍存在一定误差实际断面缩减率小 的冷热源距离，有利于减小尺寸控制误差 于理论设定值.原因主要有几个方面：①拉拔速度 控制模型建立时的假设条件，如忽略弹性变形、变形 3.4 量一RS-40mm) 区边界为直线等假设引起的误差：②拉拔设备的刚 ★一RS,=10mm) 3.0 一理论R(S-40mm) 性和稳定性引起的误差：③拉拔过程中加热电流、 一一理论R,(S=I0mm) 电压稳定性、材质均匀性变化导致的实验误差.因 2.6 此，为了进一步提高控制精度，有必要引入智能化控 2.2 制技术，对无模拉拔加工产品的形状尺寸实行在线 检测与反馈控制. 80 1.5 2.0 2.5 v.ho 4结论 图6冷热源距离氵对锥形管半径R的影响 Fg 6 Effect of the hotcol source distarce on the mdius R,of (1)考虑变形区形状和体积连续变化的特征， 建立了锥形管无模拉拔速度控制模型.拉拔速度不 apered pipes 仅与进料速度，坯料尺寸、拉拔后管的形状和尺寸有 图7所示为感应加热温度书=1100℃冷热源 关还与冷热源距离等工艺参数有关. 距离§=40m和进料速度！分别为 (2)理论分析结果表明：随着拉拔速度的增加， 20mmm前、40mm行'时，无模拉拔后锥形管的 变形区的体积减小：冷热源距离越长、进料速度越 半径.由图可以看出，随着速比Y/8的增大，锥形 大变形区体积变化越大.在管坯尺寸中150mX 管的半径减小，断面缩减率增大./8=2.38当 5m进料速度400mmmr'和冷热源距离150mm 8=40mmmr'时，锥形管半径为2.11mm断面缩 的条件下，当拉拔速度由400mmmT'增大到1050 减率52%（理论和实验相对误差5.7%，与8= mm前'时，变形区体积减小28%.北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 归, 两种模型所得锥形管母线的线性相关系数 R 2 分 别为 0.986、0.972.上述结果表明, 采用本文建立的 拉拔速度控制模型进行拉拔可以得到误差较小 、母 线直线度较好的锥形管, 即考虑变形区体积变化建 立的拉拔速度控制模型更合理 . 图 5 采用不同速度控制模型所得的锥形管半径的变化与理论 值的比较 Fig.5 Comparisonbetweenthetheoreticalandexperimentalradius valuesoftaperedpipesbydifferentspeedcontrolmodels 图 6所示为感应加热温度 T0 =1 100 ℃、进料速 度 v0 =20 mm·min -1和冷热源距离 S0 分别为 10 mm、 40 mm时, 无模拉拔后锥形管的半径.由图可以看 出 :随着速比 vt/v0 的增大, 锥形管的半径减小, 断面 缩减率增大 .vt/v0 =2.38, 当 S0 =40 mm时, 锥形管 半径为 1.99mm, 断面缩减率 57%, 理论和实验相对 误差 5%;而当 S0 =10 mm时, 锥形管半径为 2.12 mm, 断面缩减率 51%, 理论和实验相对误差 6%. 可以看出, 拉拔过程中速比 vt/v0 相同时, 采用较大 的冷热源距离, 有利于减小尺寸控制误差 . 图 6 冷热源距离 S0 对锥形管半径 Rt的影响 Fig.6 Effectofthehot-coldsourcedistanceS0 ontheradiusRtof taperedpipes 图 7所示为感应加热温度 T0 =1 100 ℃、冷热源 距 离 S0 = 40 mm 和 进 料 速 度 v0 分 别 为 20 mm·min -1 、40mm·min -1时, 无模拉拔后锥形管的 半径.由图可以看出, 随着速比 vt/v0 的增大, 锥形 管的半径减小, 断面缩减率增大.vt/v0 =2.38, 当 v0 =40 mm·min -1时, 锥形管半径为 2.11mm, 断面缩 减率 52%(理论和实验相对误差 5.7%), 与 v0 = 20 mm·min -1时锥形管断面缩减率 57%相比, 误差 较大 .因此, 采用较小的进料速度, 有利于减小尺寸 控制误差 . 图 7 进料速度 v0 对锥形管半径 Rt的影响 Fig.7 Effectofthefeedspeedv0 ontheradiusRtoftaperedpipes 以上结果表明:采用本文建立的拉拔速度理论 控制模型成形锥形管, 可以得到母线直线度较好 、尺 寸误差较小的锥形管;冷热源距离 、进料速度等工艺 参数影响成形锥形管的形状 、尺寸, 选择合理的工艺 参数, 拉拔后锥形管的尺寸误差可小于 5%.与采用 不考虑拉拔过程中变形区体积变化的速度控制模型 式 ( 11)成形的锥形管相比, 相对误差减小, 尺寸控 制精度提高.因此, 可以认为本文所建立的拉拔速 度控制模型更合理, 更有利于优化工艺参数和精确 控制成形 . 虽然本文的研究工作有助于获得形状 、尺寸精 度较好的锥形管, 但从图 6、图 7 可以看出, 拉拔后 锥形管的尺寸仍存在一定误差, 实际断面缩减率小 于理论设定值 .原因主要有几个方面 :① 拉拔速度 控制模型建立时的假设条件, 如忽略弹性变形、变形 区边界为直线等假设引起的误差 ;② 拉拔设备的刚 性和稳定性引起的误差 ;③ 拉拔过程中加热电流、 电压稳定性、材质均匀性变化导致的实验误差 .因 此, 为了进一步提高控制精度, 有必要引入智能化控 制技术, 对无模拉拔加工产品的形状尺寸实行在线 检测与反馈控制. 4 结论 ( 1) 考虑变形区形状和体积连续变化的特征, 建立了锥形管无模拉拔速度控制模型.拉拔速度不 仅与进料速度 、坯料尺寸 、拉拔后管的形状和尺寸有 关, 还与冷热源距离等工艺参数有关. ( 2) 理论分析结果表明 :随着拉拔速度的增加, 变形区的体积减小 ;冷热源距离越长、进料速度越 大, 变形区体积变化越大.在管坯尺寸 150 mm× 5 mm、进料速度 400mm·min -1和冷热源距离 150 mm 的条件下, 当拉拔速度由 400 mm·min -1增大到 1 050 mm·min -1时, 变形区体积减小 28%. · 614·