Text
chipmaker.ru
Б. Е. ПАТОН, В. К. ЛЕБЕДЕВ
Chipmaker.ru
ЭЛЕКТРО-
ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ КОНТАКТНОЙ
СВАРКИ
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ
Издательство
«М ашиностроение»
Москва 1969
phipmaker.ru
УДК 621.791.76.03
Электрооборудование для контактной сварки.
Элементы теории. Патон Б. Е., Л ебед е в В. К.
«Машиностроение», 1969, 440 стр.
В книге изложены основы теории электрообору-
дования для контактной сварки.
Рассмотрены особенности сварочного контакта и
элементов вторичной цепи сварочной машины.
Подробно освещены вопросы программного уп-
равления, описаны системы с обратными связями
по различным параметрам, приведены данные об
эффективности их применения. Рассмотрены про-
цессы, происходящие в силовых цепях машин
с выпрямителями, с преобразователями частоты
и накопителями энергии. Показаны особенности
электромагнитных расчетов сварочных трансформа-
торов и техники измерения электрических парамет-
ров режима сварки.
Книга рассчитана на инженерно-технических
и научных работников сварочного производства
и электротехнических специальностей.
Табл. 8. Илл. 327. Библ. 152 назв.
3-12-6
243-6»
ПРЕДИСЛОВИЕ
Д НАСТОЯЩЕЕ время контактная сварка при-
влекает внимание все больших коллективов
исследователей и конструкторов. Выясняются новые области
рационального применения этого высокопроизводительного и
экономичного технологического процесса, возможности кото-
рого непрерывно расширяются благодаря совершенствованию
оборудования и технологических приемов.
Без применения контактной сварки невозможно себе
представить производство миниатюрных электровакуумных и
полупроводниковых приборов, тончайших устройств измери-
тельных и управляющих систем, автомобилей, различных энер-
гетических установок и т. п.
Контактной сварке посвящено немало книг. Большая часть
из них предназначена для технологов. Книги по оборудованию
носят в основном описательный характер и лишь отчасти
удовлетворяют возрастающие запросы специалистов, рабо-
тающих в этой области сварочной техники и электромашино-
строения. Назрела необходимость обобщения исследований
оборудования для контактной сварки и прежде всего систем
питания и управления.
Эта необходимость вызвана прежде всего тем, что не-
прерывно возрастающие требования к стабильности качества
сварных соединений, повышения производительности и энер-
гетических показателей сварочного оборудования привели к
значительному усложнению и разнообразию систем управ-
ления и питания современных контактных машин.
Авторы, работая над книгой, стремились обратить вни-
мание читателя на те вопросы, которые важны для практи-
ки и еще не получили достаточного освещения. К таким
вопросам можно отнести особенности сварочного контакта
как элемента электрической цепи, подобие и физическое мо-
делирование процессов сварки и сварочных цепей, особен-
ности работы трансформаторов контактных машин, в том чис-
ле и специальных, расчеты сопротивлений короткого замы-
кания, анализ работы систем управления по времени и с
различными обратными связями для нагрева металла методом
chipmaker.ru
4 Предисловие
сопротивления и оплавлением, особенности измерений элект-
рических параметров режима сварки и т. д.
Авторы стремились, насколько это возможно при приня-
том построении книги, избежать повторения вопросов, доста-
точно глубоко рассмотренных в литературе.
Книга написана в основном по материалам исследований,
выполненных Институтом электросварки им. Е. О. Патона
АН УССР. В работе над книгой приняли участие научные сот-
рудники института В. С. Гавриш (3, 4 и 11 главы) и В. П. Кри-
вонос (5 глава)..
I
РАЗДЕЛ
Chlpmaker.ru
ЭЛЕМЕНТЫ
СВАРОЧНОЙ
ЦЕПИ
chipmaker.ru
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ СВАРОЧНОГО КОНТАКТА
РАЗЛИЧАЮТ два основных метода нагрева металла
при контактной сварке. Метод, названный методом
сопротивления, состоит в том, что во время сварки ток проходит
через плотно сжатые детали в месте будущего сварного
соединения. В каждом элементарном объеме металла выделяет-
ся тепло, количество которого пропорционально квадрату плот-
ности тока, удельному сопротивлению металла и времени
протекания тока.
Другой метод, метод оплавления, состоит в том, что во время
сварки детали плотно не сжимаются, а лишь доводятся до
соприкосновения. Благодаря большой плотности тока в местах
соприкосновения металл чрезвычайно быстро нагревается,
элементарные контакты между деталями превращаются в жид-
кие перемычки, которые под действием электродинамических
сил или в результате перегрева разрушаются. Необходимый для
сварки разогрев деталей можно получить, перемещая детали
навстречу друг к другу так, чтобы процесс возникновения и раз-
рушения элементарных контактов был непрерывным.
По характеру образования сварного соединения различные
способы контактной сварки можно подразделить на две основ-
ные разновидности. При одной из них соединение образуется
в результате плавления и последующей кристаллизации контак-
тируемых объемов металла в виде общего литого ядра. Другой
разновидности присущи все характерные особенности сварки ме-
таллов давлением в горячем состоянии. Сварное соединение по-
лучается вследствие рекристаллизации твердого металла, под-
вергнутого пластической деформации.
Для получения сварных соединений с литым ядром исполь-
зуется, как правило, нагрев металла методом сопротивления.
Для сварки металла в пластическом состоянии используются
как метод сопротивления, так и метод оплавления (рис. 1.1).
В дальнейшем, говоря о сварочном контакте, мы будем
подразумевать ту часть свариваемых деталей, по которой прохо-
chipmaker.ru
8
Особенности сварочного контакта
дит ток. Зону сварочного контакта в большинстве случаев мож-
но подразделить на пять характерных областей. Это прежде
всего область образования сварного соединения — контакт
между свариваемыми деталями, затем две области контакта
электродов с деталями и, наконец, те части деталей, которые
находятся между указанными областями.
г) г) е)
Рис. 1.1, Схемы основных способов контактной сварки и сварных соеди-
нений:
о—точечная; б — шовная (роликовая); в — рельефная; г — стыковая (нагрев методом
сопротивления); О — стыковая (нагрев методом оплавления); е — шовно-стыковая (на-
грев токами высокой частоты)
В соответствии с этим делением общее сопротивление свароч-
ного контакта можно представить в виде суммы:
RK = Radi + R&1 + ^12 + -^«2 + Radi’
где Raoi и Radii—переходные сопротивления электрод — деталь;
R12 — переходные сопротивления между деталями:
Roi и Roz — сопротивления тех частей деталей, по которым
протекает ток.
Следует заметить, что разделение сварочного контакта на
зоны в значительной мере условно, так как электрические поля в
зонах взаимно связаны. Независимое определение сопротивлений
Нагрев металла методом сопротивления
9
зон упрощает представление о сварочном контакте и с этой
точки зрения полезно, но может привести к существенным ошиб-
кам, о чем свидетельствуют опыты А. С. Гельмана [22].
В процессе сварки составляющие сопротивления претерпе-
вают значительные изменения вследствие нагрева металла
и пластической деформации его. Роль отдельных составляющих
сопротивления RK в общем тепловом балансе сварочного контак-
та зависит от свойств материала и состояния поверхностей де-
талей, давления, размеров контакта и в большей мере от принято-
го способа нагрева металла.
§ 1. НАГРЕВ МЕТАЛЛА МЕТОДОМ СОПРОТИВЛЕНИЯ
При стыковой сварке, пока торцы деталей не разогреты, они
соприкасаются лишь по отдельным небольшим площадкам,
образовавшимся в результате деформации выступающих частей
микрорельефа деталей
(рис. 1.2). Вследствие
местного сужения попе-
речного сечения токове-
дущей части деталей, а
также наличия всевоз-
можных пленок на по-
верхности металла пере-
ходное сопротивление /?]2
между холодными дета-
лями оказывается значи-
тельным. В начале про-
Рис. 1.3. Зависимости удельного сопро-
тивления от температуры:
/ — медь; 2 — алюминий; 3 — сталь 10; 4 —
сталь 45; 5 — кремнистая сталь; 6 — сталь
25НЗ; 7 — хромистая инструментальная
сталь; 8 — сталь Р18; 9 — хромоникелевая
нержавеющая сталь [124]
Рис. 1.2. Распределение тока в
зоне соприкосновения холод-
ных деталей
цесса сварки непосредственно в контакте между деталями вы-
деляется значительная энергия, торцы деформируются, окисные
пленки разрушаются, что ведет к увеличению площади контак-
тирования деталей и довольно резкому снижению переходного
сопротивления, практически до нуля. По данным А. С. Гельма-
на, переходное сопротивление у стали исчезает при 600° С, а у
алюминиевых сплавов—при 350° С [25]. Несмотря на то что
chipmaker.ru
10
Особенности сварочного контакта
переходное сопротивление между деталями довольно быстро
исчезает, оно оказывает существенное влияние на образование
сварного соединения. Наибольший градиент температуры и
высокое ее значение в стыке можно получить при повышенном
начальном переходном сопротивлении. Иногда с целью повы-
шения переходного сопротивления в период нагрева усилия
сжатия заготовок снижают до минимума, иногда прибегают к
специальной заточке концов свариваемых деталей дтя того,
чтобы сократить площадь контактирования.
Рис. 1.4. Зависимости Rn, Rsa, Re и RK от времени:
а — малые; б — большие удельные давления
Удельное сопротивление металлов растет с повышением
температуры (рис. 1.3). Поэтому по мере нагрева металла воз-
растают сопротивления тех частей свариваемых деталей, по
которым протекает ток Rgi и /?Э2.
Переходные сопротивления электрод —• деталь Ra<n и /?эд2
так же, как и сопротивление R12, в начале сварки имеют макси-
мальное значение и затем снижаются, но не до нуля, так как
температура контакта хорошо проводящего ток электрода и
детали при стыковой сварке обычно сравнительно невелика
(рис. 1.4). При малых давлениях зависимость RK = f(t) имеет
четко выраженный минимум. При больших давлениях влияние
переходных контактов на общее сопротивление сказывается
меньше.
При больших давлениях и чистых контактируемых поверхно-
стях кривая RK = f(t) для материалов с большим температур-
Нагрев металла методом сопротивления
11
Рис. 1.5. Распределение то-
ка и эквипотенциальные
линии в свариваемых де-
талях
ним коэффициентом сопротивления имеет возрастающий
характер.
Расчет сопротивления сварочного контакта довольно сложен
потому, что значения сопротивлений Rl2 и Rag зависят от мно-
жества факторов и претерпевают большие изменения во время
сварки, а также потому, что электрическое поле в деталях,
вследствие малого отношения установочной длины к толщине
(рис. 1.5), сложно и не поддается рас-
чету, особенно в начальной стадии
процесса сварки.
На сопротивлении RK сказывается
в той или иной степени эффект вытес-
нения переменного тока к поверхно-
сти проводника (поверхностный эф-
фект), а также эффект концентрации
тока в тех частях деталей, которые
обращены к токоведущему контуру
машины (кольцевой эффект). При
сварке ферромагнитных материалов
сказывается также зависимость их
магнитных свойств от тока. Всю эту
совокупность факторов не представ-
ляется возможным учесть расчетным путем, поэтому прибегают
к экспериментальным данным и сугубо упрощенным расчетным
схемам.
В частности, при определении сопротивлений Rm и RB2
считают, что плотность тока одинакова по всему поперечному
сечению деталей, а среднюю температуру металла к концу про-
цесса сварки иногда принимают равной '/з от максимальной.
Расчет производится только для двух состояний свариваемых
деталей: первоначального и конечного, причем для конечного
состояния R12 принимается равным нулю. Для определения
переходного сопротивления Rj2 холодных деталей пользуются
обычно известной эмпирической формулой:
R12 —
ра ’
где гк — постоянный коэффициент, равный для стали (5 -ь 6) 10“3
и для алюминиевых сплавов (1 ч- 2) 10~3;
Р — усилие сжатия детали в кГ;
а — показатель степени, равный для стали 0,65—0,75 и для
алюминиевых сплавов 0,75—0,85.
Формула не учитывает состояния поверхностей деталей и
может служить лишь для ориентировочных расчетов. Формула
составлена в предположении, что переходное сопротивление не
зависит от размеров контактируемых тел, что не совсем соответ-
chipmaker.ru
12
Особенности сварочного контакта
ствует действительности и не согласуется с современными пред-
ставлениями об электрическом контакте [130].
Порядок величины переходного сопротивления электрод — де-
таль можно оценить формулой
ЯэВ < 0,5/?12.
При точечной или роликовой сварке характер изменения
сопротивления в принципе такой же, как и при стыковой сварке
методом сопротивления. Имеются лишь некоторые количествен-
ные отличия. Так, вследствие более высокой температуры на-
грева контакта электрод—деталь переходное сопротивление
этого контакта в процессе сварки претерпевает значительно
большие изменения, падая почти до нуля. <
Рис. 1.6. Сопротивление при точечной сварке
нержавеющей (а) и углеродистой (б) стали
Сопротивление холодного контакта (до включения тока)
зависит от удельного сопротивления металла, состояния поверх-
ностей свариваемых деталей, усилия сжатия их в месте сварки,
толщины деталей и размеров площадки электрода, соприкасаю-
щейся с деталью. Холодный контакт мало характерен для кон-
тактной сварки. Небольшой нагрев соприкасающихся поверхно-
стей вызывает резкое падение переходных сопротивлений в са-
мом начале процесса сварки. Большую часть времени сварки
сварочный контакт обладает признаками «горячего» контакта,
т. е. такого контакта, в котором переходные сопротивления не-
значительны. Сопротивление горячего контакта в процессе свар-
ки не остается постоянным. Для материалов с малым темпера-
турным коэффициентом сопротивления, например, таких, как
хромоникелевая нержавеющая сталь, по мере разогрева деталей
и увеличения поверхностей контактирования деталей между
собой и с электродами сопротивление сварочного контакта
несколько падает (рис. 1.6). Для материала с большим темпе-
ратурным коэффициентом, например для низкоуглеродистой
стали, наблюдается некоторое повышение сопротивления,
вызванное нагревом металла и снижением его проводимости.
Нагрев металла методом сопротивления
13
В большинстве случаев изменение сопротивления горячего
контакта оказывается небольшим, так как снижение проводимо-
сти металла вследствие его нагрева и одновременное увеличение
площадей контактирования оказывают противоположные влия-
ния на сопротивление и отчасти взаимно компенсируют друг
друга.
Порядок величины активного сопротивления горячего контак-
та деталей одинаковой толщины можно определить по форму-
ле [25]:
Рис. 1.7. Зависимость поправочного
коэффициента А от отношения диа-
метра рабочей поверхности электро-
да к суммарной толщине деталей
где б — толщина детали;
— площадь контакта электрод — деталь;
р — среднее значение удельного сопротивления металла,
находящегося в объеме между электродами;
А — поправочный коэффициент, являющийся функцией
отношения диаметра рабочей поверхности электрода
к суммарной толщине деталей (рис. 1.7).
Состояние поверхностей свариваемых деталей, как уже
указывалось, оказывает влияние на сопротивление сварочного
контакта и на характер
тепловыделения в нем. Осо-
бенно велико влияние есте-
ственных окисных пленок,
обладающих хорошими изо-
ляционными свойствами.
Например, тугоплавкая
пленка окисла алюминия
настолько повышает пере-
ходные сопротивления меж-
ду электродом и деталью,
а также между деталями,
что сварка оказывается не-
возможной. Подплавляют-
ся внешние поверхности
"свариваемых деталей, элек-
троды практически после
первой сварки выходят из строя. Поэтому детали из алюминия
и его сплавов перед сваркой необходимо механически или хими-
чески обрабатывать с целью удаления окисной пленки. Влияние
естественных пленок на деталях из сталей и сплавов на основе
железа, меди, титана менее значительно, и поэтому поверхно-
сти детали из таких материалов редко подвергают перед свар-
кой специальной обработке.
Степень влияния поверхностных пленок, возникших в
результате пребывания металла на воздухе при нормальной
chipmaker.ru
14
Особенности сварочного контакта
от
Рис. 1.8. Зависимости
Rn
отношения ~-
Rd
толщины деталей (гео-
метрически подобные
сварные соединения)
температуре, определяется толщиной и свойствами окислов
металлов, а также зависит от толщины детали. Действительно,
допустим, что две детали из одного и того же материала после
механической обработки в одинаковых условиях пробыли на
воздххе одно и то же время. На поверхностях деталей образова-
лись одинаковые пленки, но влияние их на процесс образования
сварного соединения должно быть раз-
личным.
Чтобы убедиться в этом, рассмотрим
геометрически подобные столбики ме-
талла, находящиеся между электрода-
ми. Если бы пленок не было, то сопро-
тивление геометрически подобных стол-
биков было бы обратно пропорциональ-
ным их линейным размерам. Сопротив-
ление же одинаковых поверхностных
пленок зависит от площади, вступаю-
щей в контакт, т. е. обратно пропорцио-
нально второй степени линейного раз-
мера. Поэтому отношение сопротивле-
ния пленок Rn к сопротивлению «метал-
лической части» сварочного контакта Ro
оказывается обратно пропорциональным
линейному размеру (рис. 1.8). Иными
словами, влияние естественных пленок
при сварке тонкого металла должно
быть значительно больше, чем при сварке более толстого, что
иногда и проявляется на практике и вносит дополнительные
осложнения в технологию сварки (выплески и пр.). По указан-
ной причине к подготовке поверхностей тонких деталей под
сварку должны предъявляться более высокие требования.
Очень большое влияние на процесс сварки оказывают тол-
стые пленки — окалина, покрывающая стальные изделия
горячего проката. В холодном состоянии окалина обладает
большим сопротивлением. По мере нагрева сопротивление ее
падает. На рис. 1.9 показаны зависимости сопротивления
сварочного контакта от времени при сварке листов низкоуглеро-
дистой стали толщиной 3 + 3 мм. На этом же рисунке для
сравнения приведены аналогичные зависимости для сплошного
листа вдвое большей толщины при таком же состоянии поверх-
ности. Пз приведенных данных видно,- что окалина резко
увеличивает сопротивление, причем в наибольшей степени
возрастает сопротивление приэлектродных областей, где окали-
на сохраняется в течение всего процесса сварки. Неблагоприят-
ное расположение мест наибольшего тепловыделения приводит
к перегреву контакта электрод — деталь, к преждевременному
Нагрев металла методом сопротивления
15
выходу из строя электродов, подплавлению поверхностей дета-
лей, выплескам. Видимо, пленки естественного происхождения
на тонких деталях так же, как и окалина, не разрушаются в
контакте электрод — деталь,
Рис. 1. 9. Изменение со-
противления сварочного
контакта:
1 — металл с окалиной;
2 — металл с очищенной
поверхностью
если, разумеется, режим сварки
тщательно подобран, и вызыва-
ют повышенное тепловыделение
под электродом.
На величину сопротивления
сварочного контакта оказывают
Рис. 1.10. Шунтирование тока ранее
сваренной точкой (а), распределе-
ния тока и эквипотенциальные ли-
нии при отсутствии шунтирования (б)
влияние различные шунтирующие цепи. Эти цепи образуются
ранее сваренными точками или неровностями на поверхностях
свариваемых деталей. Шунтирование тока — крайне нежела-
тельное явление. Оно не стабильно и поэтому иногда является
причиной брака. Для того чтобы по возможности снизить веро-
ятность появления дефектов соединений, необходимо правильно
выбирать расстояния между соседними точками. Если исклю-
чить вероятность заметного шунтирования трудно, следует сни-
зить, насколько это возможно, сопротивление основной цепи.
Влияние шунтирующей цепи уменьшится.
Для того чтобы оценить степень влияния тех или иных фак-
торов на шунтирование, попытаемся найти распределение токов
в том случае, когда свариваемую точку шунтирует одна ранее
сваренная точка (рис. 1.10).
chipmaker.ru
16 Особенности сварочного контакта
Более или менее точная аналитическая оценка связана
с решением уравнения Лапласа для потенциала электрического
поля при довольно сложных граничных условиях и в связи
с громоздкостью вряд ли целесообразна. Допустим сначала, что
шунтирующей точки нет. Тогда во время сварки свариваемые
детали в точках а и b будут иметь различные потенциалы.
Разность потенциалов между этими точками зависит от конфи-
гурации электрического поля в объеме между электродами.
Если площадь контакта между свариваемыми деталями равна
рабочей поверхности электрода, а переходное сопротивление
= 0,5 /?12, то, как видно, из картины поля, разность потен-
циалов между точками а и b равна половине напряжения на
сварочном контакте:
Uab=-^UK.
При высоком давлении площадь контакта деталь—деталь
несколько больше рабочей поверхности электрода. Картина
поля изменяется. Разность потенциалов
Uab<±UK.
Если же по тем или иным причинам переходное сопротивле-
ние между деталями окажется больше переходного сопротив-
ления между электродом и деталью (что в начальный период
сварки безусловно возможно), то
Uab>-^UK
и в пределе при изоляционной прослойке между деталями эта
разность потенциалов может стать равной UK.
На величину U(a, должно оказывать влияние не только
состояние поверхностей и соотношение между размерами кон-
тактов деталь — деталь и электрод — деталь, но также и
физические свойства материалов. Например, для материалов
с большим температурным коэффициентом значение Uai> при
прочих равных условиях должно быть больше, чем для мате-
риала с малым температурным коэффициентом, так как падение
напряжения на наиболее нагретой центральной части оказы-
вается более значительным, чем на периферийных зонах.
Электрическую цепь, содержащую зону сварки и шунт,
можно рассматривать как своеобразный четырехполюсник
(рис. 1.11), в котором обозначение полюсов соответствует обо-
значениям на рис. 1.10. При отсутствии шунтирования сумма
сопротивлений Rt + R? представляет собой сопротивление сва-
рочного контакта RK. Разность потенциалов U<,i, изменяется в
Нагрев металла методом сопротивления
17
широких пределах. Поэтому положение точки 0 не постоянно.
Она может приближаться как к точке А, так и к точке Б в
зависимости от состояния поверхностей деталей и диаметра
электрода и многих других причин. Учитывая сказанное, схему
замещения (рис. 1.11, а) можно видоизменить, как показано на
рис. 1.11, б. Сопротивление /?ш можно принять равным удвоен-
ному сопротивлению между двумя цилиндрами [20]:
где р — удельное электросопротивление;
6 — толщина листа;
d3 — диаметр контактной поверхности электрода;
с — расстояние между точками.
При наличии ранее сваренной точки между зажимами а и b
должно быть включено сопротивление /?н, величина которого
в первом приближении должна быть равна половине сопротив-
ления сварочного контакта в холодном состоянии. Однако,
поскольку при точечной сварке /?ш во много раз больше RK,
сопротивление RH можно принять равным нулю.
При принятых допущениях
Al. = _L in Г— +1/ (—У — 11,
Rk 4Д \ 6 J d3 V \ d3 ) J
откуда
— =ch ¥.
&э Rk \ /
Из последнего выражения можно найти то значение —,
D /
которое соответствует заданному значению —или ——, Из
Rk I ш
схемы замещения вытекает, что
R(U о ^2 п R2
= > где Р=-Л-
^К 1Ш Кк
chipmaker.ru
18
Особенности сварочного контакта
Следовательно,
— = сЬ4Лр-^-<— У.
dg dm \ /
Полученное выражение выведено на основании грубого
представления картины электрического поля, и его вряд ли
можно использовать для количественных расчетов. Однако оно
Рис. 1.12. Зависимо-
с d3
сти-~ от при
dg о
которых ток шунти-
рующей цепи в 20
раз меньше тока,
протекающего через
контакт между де-
талями
позволяет сделать некоторые качествен-
ные выводы о мерах снижения отрица-
тельного влияния шунтирования.
На рис. 1.12 показаны зависимости
с
— от отношения диаметра электрода
d3
v dg
к толщине свариваемых деталей — для
S
трех значений р. Зависимость вычислена
при условии, что —- = 20. При таком
‘ш
отношении токов шунтирование не дол-
жно оказывать чрезмерно большого
влияния на размеры сварных точек. Как
видно из приведенных зависимостей,
диаметр рабочей поверхности электрода
оказывает очень сильное влияние на до-
пустимый шаг, при котором шунтирова-
ние не слишком велико. Если предполо-
жить, что в реальных условиях среднее
за время сварки значение р не больше
0,75, то при — = 4 можно допустить
расстояние между точками, равное 6ds,
do о
а при — = 3 это расстояние должно
д
быть многократно увеличено. При выбо-
ре размеров электрода и шага между точками это обстоятель-
ство часто не учитывается.
Кроме перечисленных факторов, на величину тока шунтиро-
вания оказывают влияние поперечные размеры деталей, количе-
ство и относительное расположение точек и т. д. Так, если точка
расположена у края детали, сопротивление становится
больше, чем при расположении точки вдали от края.
Значительное влияние на процесс сварки оказывает так на-
зываемое силовое шунтирование, часто возникающее при
замыкании швов.
Вследствие разницы в периметрах между деталями образуется
зазор. Поэтому усилие, сжимающее детали, в месте их контакта
Нагрев металла методом сопротивления
19
оказывается значительно меньше нормального, что приводит к
увеличению тока шунтирования.
Для автоматического управления процессом сварки, напри-
мер, с целью устранения влияния шунтирования необходимо из-
мерять активное падение напряжения на сварочном контакте.
Непосредственное измерение может дать большую ошибку. Дело
в том, что, помимо активного падения напряжения, в измери-
тельной цепи действует еще э. д. с. взаимной индукции, наво-
димая сварочным током.
Так как провода измерительной цепи не должны сокращать
размеры рабочего пространства вторичного контура, то их про-
кладывают по токоведущим частям машины; э. д. с. взаимной
индукции оказывается близкой по величине к э. д. с. самоиндук-
ции вторичного контура. Большей частью последняя превышает
активное падение напряжения на сварочном контакте, что
в значительной мере осложняет технику выделения требуемой
величины.
Возможны следующие три способа получения активного
падения напряжения:
а) компенсация э. д. с. взаимной индукции с помощью не-
большой многовитковой катушки, находящейся в магнитном
поле вторичного контура;
б) интегрирование снимаемого напряжения от начала оче-
редного полупериода протекания тока до его конца:
udt = + М ) Л,
о о
Т
где —-----длительность полупериода.
т
2
Так как (i)/ = o = 0 и (i) t = 772 = 0, то и udt оказывается
о
равным произведению среднего за полупериод значения актив-
ного падения напряжения на Г/2;
в) дискретный отсчет значений активной составляющей
падения напряжения в момент, когда реактивное падение напря-
жения равно нулю. В данном случае отсчитываются амплитуд-
ные значения, так как реактивное падение напряжения равно
di
нулю при — =0.
dt
Каждый из этих способов имеет ограниченную область
возможного применения. Первый способ пригоден только тогда,
когда- во вторичный контур не вводятся значительные массы
chipmaker.ru
20
Особенности сварочного контакта
металла, изменяющие коэффициент взаимной индукции Л1. Вто-
рой способ позволяет осуществлять регулирование только по
среднему значению напряжения в то время, как тепловое со-
стояние сварочного контакта в большей мере определяется
среднеквадратичным, а иногда и амплитудным значением
падения напряжения. Третий способ пригоден только для регу-
лирования по амплитуде. Заметим, что этот последний способ
может дать заметную ошибку, если не учесть, что вектор маг-
нитной индукции у массивных токоведущих частей не совпадает
Рис. 1.13. Падение напряжения в свароч-
ном контакте ик и его составляющие
d<P
по фазе с вектором тока
[80]. Поэтому располо-
жению измерительных
проводов во вторичном
контуре сварочной ма-
шины должно быть уде-
лено должное внимание.
Наконец, все три ука-
занных выше способа да-
ют погрешность, если
магнитное поле вторич-
ного контура машины на-
водит вихревые токи в
свариваемой детали с
развитой поверхностью
или в близлежащих ме-
таллических деталях. В
итоге при измерении по второму и третьему
способам действи-
тельное активное падение напряжения должно складываться
активным падением напряжения, пропорциональным мощности
потерь в деталях. При развитом вторичном контуре сварочной
машины и неблагоприятном расположении крупных деталей
потери могут быть соизмеримы с полезной мощностью.
Следует иметь в виду, что падение напряжения между
электродами, кроме активной составляющей, содержит еще и
реактивную, которая оказывается особенно значительной при
сварке ферромагнитных материалов повышенной толщины. Ре-
йф
активная составляющая --- вследствие нелинейности магнит-
dt
ных свойств материала имеет несинусоидальную форму
(рис. 1.13). Поэтому несинусоидальна и кривая падения напря-
жения, снимаемого с электродов.
Особо большое значение имеет шунтирование при двухто-
чечной сварке и одностороннем токоподводе (рис. 1.14). Под
электродом ток / разветвляется на две части: одна идет через
контакт между свариваемыми деталями (/к), а вторая, минуя
сварочный контакт, замыкается по верхней детали (/ш). Детали
Нагрев металла методом сопротивления
21
нагреваются неравномерно. Если расстояние между электрода-
ми невелико, возможен перегрев металла под электродами,
сопровождающийся подплавлением поверхности детали со сто-
роны электродов и выплесками жидкого .металла из-под них.
Электроды быстро выходят из строя.
Уменьшение тока, протекающего через электроды, влечет за
собой непровар. Поэтому односторонний токоподвод имеет
ограниченное применение. Расчеты распределения токов при
Рис. 1.14. Шунтирование тока при двухточечной сварке
и одностороннем подводе тока (а), схема замещения (б)
двухточечной сварке с односторонним токоподводом довольно
громоздки [123] и здесь не приводятся.
Порядок отношения для низкоуглеродистой стали может
1к
быть определен по графикам, показанным на рис. 1.15 (по дан-
ным С. М. Тазьбы). Ток шунтирования зависит от толщины
деталей и расстояний между электродами. Чем больше толщина,
тем больше при прочих равных условиях шунтирование. Поэто-
му схему (см. рис. 1.14) используют только для сварки деталей
относительно малой величины (в основном до 1 мм).
Для уменьшения следует применять меры, которые
приводят к снижению /ш, а именно: увеличение диаметра рабо-
чей поверхности электродов, повышение усилия сжатия деталей.
Во многих случаях возможно и целесообразно увеличение рас-
стояния между электродами, особенно если одновременно будет
возрастать диаметр рабочей части электрода, а следовательно, и
точки. Перечисленные меры позволят значительно расширить
область целесообразного применения одностороннего подвода
тока в многоэлектродных машинах. Для сварки металла повы-
шенной толщины применяют машины с двусторонним подводом
тока (рис. 1.16).
Если вторичные э. д. с. трансформаторов и сопротивления
короткого замыкания (как активные, так и реактивные) верхней
и нижней цепей одинаковы, то при сварке деталей равной
chipmaker.ru
22
Особенности сварочного контакта
Рис. 1.15. Отношение —— при одностороннем подводе
•к
тока в зависимости от толщины свариваемых стальных
листов для различного расстояния между точками /.
Диаметр электрода da = 5,5 д :
Ширина образцов: 1 — 40 мм; 2 — 60 мм; 3 — 75 мм;
4 — 500 мм
Рис. 1.16. Двухточечная сварка с двусторонним подводом
тока (а) и схема замещения (б)
6)
Рис. 1.17. Отношение —— при двустороннем подводе
'к
тока в зависимости от толщины 6 стальных листов и
для разных расстояний / между точками (С. М. Тазьба):
1 — 4 — см. рис. 1.15
chipmaker.ru
24
Особенности свврочного контакта
толщины контактирующие поверхности в зоне сварки обеих точек
должны быть эквипотенциальными. Вследствие этого токи 1Ш по
сравнению с токами при одностороннем подводе оказываются
во много раз меньшими (рис. 1.17).
§ 2. НАГРЕВ МЕТАЛЛА МЕТОДОМ ОПЛАВЛЕНИЯ
В первой стадии процесса в контакт вступают твердые по-
верхности деталей. Первоначальное соприкосновение (рис. 1.18)
происходит практически в точке. Однако несмотря на малое
Рис. 1.18. Основные стадии
существования элементар-
ного контакта:
а — первоначальное касание де-
талей; б — расширение площади
время существования элементарного
контакта, поверхность соприкоснове-
ния резко возрастает, с одной сторо-
ны, из-за непрерывного относительно-
го движения деталей и пластической
деформации контактирующих неров-
ностей, а с другой — вследствие теп-
лового расширения металла в зоне
контакта.
Наиболее нагретые объемы ме-
талла оказываются в средней части
контакта. Именно здесь металл начи-
нает плавиться. Элементарный кон-
такт может разрушиться только в
том случае, если граница зоны рас-
плавления будет перемещаться быст-
“лла“в центрТльноТчТсти коТ Рее ГраНИЦЫ ЗОНЫ КОНТЙКТИрОВаНИЯ.
такта; в — жидкая перемычка ПрИ ЭТОМ УСЛОВИИ ТВерДЫЙ КОНТЭКТ В
какой-то момент времени превращает-
ся в жидкую перемычку.
В начальной стадии сопротивление контакта изменяется во
времени более или менее равномерно. Сопротивление зависит
от площади контакта и картины нагрева металла. Затем сопро-
тивление резко возрастает, что свидетельствует о расплавлении
металла по всему поперечному сечению контакта и образовании
жидкой перемычки. Сопротивление ее, как показывает опыт,
изменяется значительно и с большой скоростью. На рис. 1.19
показана осциллограмма падения напряжения и тока, проте-
кающего через элементарный контакт. Как видно из осцилло-
граммы, кривая падения напряжения содержит составляющую
повышенной частоты, которая может быть вызвана только
нестабильностью сопротивления жидкой перемычки. Причина
нестабильности состоит в том, что объем и форма перемычки не
остаются постоянными. Они изменяются вследствие плавления
металла, движения перемычки по поверхности оплавляемых
деталей, сжатия перемычки электродинамически ми силами и
Нагрев металла методом оплавления
25
выделения паров и газов из перегретого объема металла.
Частота колебаний сопротивления в некоторых случаях достига-
ет нескольких килогерц.
Рис. 1.19. Осцилограмма тока и падения напряжения в единичном
контакте
Рис. 1.20. Схема действия электродинамических сил:
а — элементарные объемные силы; б — результирующая сила,
стремящаяся увеличить размеры вторичного контура машины:
в — силы взаимодействия
Разрушается жидкая перемычка либо под действием элек-
тродинамических сил (рис. 1.20), либо в результате перегрева ме-
талла. Сила Fi представляет собой сумму всех объемных сил:
df = [б х Я] dV,
где б — плотность тока;
В — магнитная индукция;
dV — элемент объема перемычки.
Эта сила стремится вытолкнуть перемычку за пределы сва-
рочного контура. О большом влиянии этой силы на процесс
разрушения перемычки свидетельствует выброс металла, на-
chipmaker.ru
26 Особенности сварочного контакта
правленный в значительной мере в сторону от сварочного
трансформатора. Разрушению перемычки в какой-то мере
способствуют объемные электродинамические силы от собствен-
ного магнитного поля перемычки. Эти силы не содержат
составляющей, стремящейся переместить весь объем жидкого
металла в каком-то определенном направлении, подобно силе Fi.
Однако они стремятся уменьшить поперечное сечение перемыч-
ки, а осевые составляющие этих сил разрывают ее на две части.
В тех случаях, когда перемычка, перемещаясь под действием
силы Fi, чрезмерно удлиняется, действие этих сил может
проявиться.
Если в рассматриваемый момент времени одновременно
существует несколько контактов, то, помимо указанных, на
контакты или жидкие перемычки действуют силы (см. рис. 1.20),
которые в первом приближении можно выразить следующим
образом:
F'2 = К =Л' х В" = I" X В',
где /' и Г' — токи, протекающие через перемычки;
В' и В" — магнитные индукции, создаваемые соответствен-
но током первой перемычки в объеме второй и
током второй в объеме первой.
Силы F',, и F" стремятся сблизить контакты. Скоростная
киносъемка позволяет наблюдать действие этих сил, проявляю-
щееся в движении жидких перемычек навстречу друг к другу
или в направлении к контактам, находящимся еще в твердом
состоянии. В технологическом отношении эффект укрупнения
элементарных контактов вряд ли можно считать положительным,
так как результатом укрупнения должно быть увеличение раз-
меров кратеров, остающихся после разрушения перемычки на
торцах оплавляемых деталей.
Если бы перемычки разрушались под действием только од-
них электродинамических сил, то направление выброса частиц
расплавленного металла всегда совпадало бы с направлением
силы Fi. Действительно, наблюдается направленный выброс
металла в сторону от сварочного трансформатора, но не все
частицы летят именно в этом направлении. Значительная доля
их летит не ориентированно. Этот факт указывает на то, что
разрушение перемычки происходит также в результате перегре-
ва металла.
Так как сварочная цепь обладает индуктивностью, ток мгно-
венно измениться не может. Если одновременно существует
несколько элементарных контактов и один из них разрушается,
происходит перераспределение токов между остающимися кон-
тактами, сопровождаемое некоторым повышением напряжения.
В том случае, когда сварочная цепь замыкается всего лишь че-
Нагрев металла методом оплавления
27
рез один элементарный контакт, то при разрушении его цепь не
может разорваться моментально. Накопленная в сварочной
цепи энергия магнитного поля
№ = 2^-,
2
где L — индуктивность;
i — ток в момент разрушения контакта,
должна превратиться в тепловую энергию. Поэтому напряжение
между деталями повышается до величины, необходимой для
зажигания и последующего горения дуги. Если до зажигания ду-
ги процессы в сварочной цепи можно описать приближенным
уравнением
й2 = Е-^- + /(/?+7?к),
at
то после разрушения контакта оказывается справедливым дру-
гое уравнение:
и2 = L + iR + U й,
at
где L'a — напряжение дуги.
При наиболее распространенных режимах оплавления напря-
жение дуги больше напряжения холостого хода источника пи-
тания. Во время горения дуги ток, как правило, спадает. По
этому признаку на осциллограммах можно выделить участок
горения дуги, учитывая то, что напряжение дуги слабо зависит
от тока (рис. 1.21).
При повышенных напряжениях холостого хода сварочного
трансформатора (для стали порядка 15 в и выше) длительность
горения дуги становится значительно больше. Последнее можно
объяснить тем, что в отдельные периоды времени напряжение
дуги оказывается меньше напряжения холостого хода свароч-
ного трансформатора. В эти периоды времени ток не спадает, а,
наоборот, увеличивается. Когда же мгновенное значение и?
становится меньше Ug, ток постепенно уменьшается до нуля,
цепь прерывается, если к этому времени не образуется новый
элементарный контакт (рис. 1.21,6). Следующее зажигание дуги
происходит лишь вследствие разрушения очередного одиночного
контакта. Самостоятельное зажигание дуги при оплавлении
стали наблюдается при напряжениях холостого хода сварочного
трансформатора порядка 25 в и выше.
Чем меньше время существования элементарного контакта,
тем больше вероятность разрушения его при отсутствии шун-
тирующих контактов, тем больше, следовательно, и вероятность
возбуждения душ Время существования элементарного кон-
такта зависит от напряжения.
chipmaker.ru
28
Особенности сварочного контакта
Повышение напряжения сопровождается увеличением интен-
сивности дуговых разрядов и их количества. Сказывается вели-
чина и характер сопротивления короткого замыкания машины.
Большое влияние на время существования контакта оказывают
свойства материала. Малое время существования элементарнык
контактов характерно для алюминия и его сплавов, для меди
п медных сплавов. Эти материалы обладают высокой тепло-
U электропроводностью. Для того чтобы получить необходимое
для сварки температурное поле в детали, оплавление ведут на
Рис. 1.21. Ток и падение напряжения в свариваемых дета-
лях при напряжении холостого хода: низком (а) и высо-
ком (б)
повышенных скоростях. Для устойчивого оплавления требуется
напряжение такого же порядка, что и для оплавления стали
того же поперечного сечения, но при характерной для стали
меньшей скорости.
Время существования алюминиевого контакта оказывается
в несколько раз меньше, чем стального. Поэтому вероятность
перекрытия, т. е. одновременного существования нескольких
контактов, у алюминия значительно меньше, чем у стали. Во
время замыкания очередного элементарного контакта вследствие
малого сопротивления алюминия ток быстро достигает большой
величины. В магнитном поле сварочной машины накапливается
значительная энергия. Разрушение контакта и возникновение-
дуги сопровождаются характерным звуковым эффектом. Напря-
жение дуги в подавляющем большинстве случаев, меньше
напряжения источника питания. Поэтому во время горения
дуги ток спадает как показано на рис. 1.21, а.
Нагрев металла методом оплавления
29
При устойчивом оплавлении процесс образования и разру-
шения контактов приобретает иногда регулярный характер.
Элементарный контакт, а иногда и группа таких контактов
разрушаются, когда п2 достигает большого значения. Затем
горит дуга до тех пор, пока не израсходуется накопленная в
магнитном поле энергия, или пока дуговой промежуток не будет
зашунтирован очередным элементарным контактом.
Анализ процессов, происходящих в сварочной цепи, показы-
вает, что при оплавлении цветных металлов, обладающих
высокой электропроводностью, энергия, выделяющаяся в ме-
талле во время протекания тока через элементарные контакты,
Рис. 1.22. Осциллограмма тока и падения напряже-
ния при оплавлении стальных деталей
® несколько раз меньше энергии, накапливаемой в магнитном
поле [128]. Ориентировочные расчеты показывают, что в дан-
ном случае до 80% энергии выделяется в дуге, а остальная часть
выделяется в металле. Совершенно противоположное соотноше-
ние энергий имеет место при оплавлении стальных изделий при
нормальных напряжениях (до 10 в). С этой точки зрения
оплавление стальных изделий на обычных режимах можно
назвать контактным, а оплавление изделий из цветных металлов,
обладающих малым удельным сопротивлением,— дуговым.
Исходя из сказанного ясно, что- оплавление — сложный
процесс, в котором контактное явление чередуется с дуговыми,
причем роль тех или других явлений в общем тепловом балансе
зависит от свойств оплавляемого материала и режима оплав-
ления.
Во время оплавления образование элементарных контактов
не подчинено какому-то определенному закону. Оплавляемая
поверхность покрыта кратерами различных размеров. Поэтому
количество и размеры одновременно существующих контактов
могут колебаться в процессе оплавления в очень широких пре-
делах. Этим объясняется характерная для оплавления кривая
тока, показанная на рис. 1.22. Особенно большие колебания
Особенности сварочного контакта
chipmaker.ru
30
тока наблюдаются при оплавлении деталей с компактным попе-
речным сечением, меньшие колебания наблюдаются при
оплавлении различных тонкостенных деталей — труб, листов
и др.
Несмотря на нестабильный характер процесса, можно гово-
рить о токе и мощности, если усреднить их значения в отдельных
интервалах времени оплавления. Указанные
связывать
раметрами
скоростью
лей vonJl, площадью их попе-
речного сечения S, вторич-
ным напряжением сварочно-
го трансформатора U2. Од-
нако однозначной связи нет,
так как в энергетическом ба-
лансе оплавления велика
роль теплового состояния
деталей.
В конце процесса оплав-
ления, когда температурное
к квазистационарному мощность в сва-
величины можно
с основными па-
оплавления —
сближения дета-
детали близко
поле в
рочном контакте
= ^опл^У,
где у — плотность;
q — энергия, необходимая для оплавления единицы массы
металла, являющаяся функцией теплофизических свойств
материала и скорости оплавления.
В начале процесса оплавления, когда теплопередача от эле-
ментарного контакта в глубь металла очень велика, мощность
Рк в 2,5—3 раза больше определенной по приведенной выше
формуле, если в нее будет подставлено соответствующее этой
стадии процесса значение скорости оплавления. Зависимость q
от скорости оплавления для углеродистой стали показана на
рис. 1.23. Характерно, что энергия q значительно превышает
теплосодержание металла при температуре кипения. Так как
ток несинусоидален, то усредненная мощность машины
Р = C'A/cos ф — ,
’1
где х — коэффициент искажения, равный отношению первой
гармоники тока к действующему значению его;
1 Квазистационарное тепловое состояние достижимо лишь при очень боль-
шом расстоянии между местом подвода тока к детали и зоной оплавления.
Нагрев металла методом оплавления
31
cos ср — сдвиг фаз между напряжением и первой гармоникой
тока;
т] — к. п. д. машины.
Обычно среднее значение сопротивления сварочного контакта
в несколько раз больше полного сопротивления короткого замы-
кания машины zK,3. Как будет показано ниже, только при этом
условии обеспечивается саморегулирование процесса оплавле-
ния. Поэтому коэффициент полезного действия машины доста-
точно высок и при ориентировочных расчетах его можно принять
равным единице. По той же причине достаточно высок и cos q.
Во всяком случае стрелка фазометра при оплавлении находится
чаще всего между делениями 0,95 и 1,0. Коэффициент искажения
изменяется от периода к периоду в больших пределах и зависит
от многих факторов. В ориентировочных расчетах, о которых в.
данном случае идет речь, можно принять
-2Д2ДД~о,8--О,9.
П
Из приведенных двух выражений для мощностей вытекает,
что в конечной стадии процесса оплавления ток
у _____ЦУрплЗу
~ (0,8-i-0,9) (7
и плотность тока
; ____________________________ЦУрплУ__
7 (0,8-т- 0,9) U
В эти две формулы следует ввести дополнительный множи-
тель 2,5—3 при определении I и /, соответствующих начальной
стадии оплавления.
Иногда оплавление считают устойчивым, если оно не пре-
рывается и не переходит в короткое замыкание. Однако часто
при постоянной или постепенно возрастающей скорости подачи
оплавление периодически прерывается. Такой процесс следует
также считать устойчивым, поскольку после кратковременных
разрывов сварочной цепи возобновляется оплавление, нс перехо-
дящее в неустранимое короткое замыкание.
Для получения требуемой зоны разогрева металла во время
оплавления не обязательно стремиться к тому, чтобы процесс
был непрерывным. Достаточно, чтобы он был устойчивым. В по-
следней стадии оплавления непосредственно перед осадкой
непрерывность оплавления желательна, а во многих случаях
обязательна для получения качественных сварных соединений.
Большая часть машин для сварки оплавлением работает
с постоянной или плавно нарастающей скоростью подачи одной
из оплавляемых деталей. Оплавление может быть в данном
chipmaker.ru
32
Особенности сварочного контакта
случае устойчивым, если будут созданы условия для саморегу-
лирования (или самовыравнивания) этого процесса. Определим
эти условия.
Силовая электрическая часть стыковой машины состоит из
понижающего трансформатора и вторичной цепи, соединяющей
трансформатор с электродами. Вторичная цепь выполняется из
массивных медных жестких и гибких элементов, располагаемых
так, чтобы сопротивление их переменному току было минималь-
ным. Схема замещения силовой части машины показана
на рис. 1.24. Полезная мощность Рк зависит от проводимости
ния сварочной цепи Рис. 1.25. Зависимость Рк = f(Gx)
сварочного контакта GK = -----; сопротивления короткого замы-
Rk
кания zK 3, включающего в себя сопротивления проводящих
частей деталей; напряжения U2.
Нетрудно показать, что
Рк — cos — f2PK.3-
Из последнего выражения видно, что вычисленную для сину-
соидального тока (у = 1) зависимость мощности от тока можно
рассматривать как наибольший предел, которого может достичь
Рк. Этого предела достигает рассматриваемая система при
переходе оплавления к короткому замыканию, так как при
коротком замыкании коэффициент искажения стремится к
единице.
Зависимость Рк от GK для схемы замещения (см. рис. 1.24)
и синусоидального тока показана на рис. 1.25. Наибольшему
значению мощности Рк тах соответствует равенство zK,3 = RK,
причем
V*
Р = -------------=-------
1 к max п л 1 \ ’
2гк.3 (1 + cos<p,,.3)
где cos (рк.э .
ZK-3
Нагрев металла методом оплавления
33
Допустим, что заданной скорости оплавления и определенно-
му тепловому состоянию деталей должна соответствовать мощ-
ность Ркв, соответствующая проводимости GK . Точка, соответ-
ствующая этому режиму оплавления, находится несколько ниже
кривой PK = f(GK). Допустим, что по каким-то причинам в
рассматриваемый момент времени проводимость отличается от
средней GK° на AGK. При этом должна измениться и мощность
ДР = тЛСк,
где т — коэффициент пропорциональности, в первом прибли-
жении равный
дРк \
дйк /С =G
z, %
Изменение мощности должно привести к ускорению или.
наоборот, замедлению нагрева и разрушения элементарных
контактов. Увеличение мощности сопровождается повышением
скорости разрушения контакта, в результате чего проводимость
должна снижаться. При небольшом отклонении проводимости
от среднего значения можно считать, что
где k — коэффициент пропорциональности, зависящий от мно-
гих факторов и в том числе от рельефа оплавляемой
поверхности, ее температуры и т. д.
Из приведенных двух соотношений вытекает, что
откуда
\GK = Ce~kmi,
где С — постоянная интегрирования.
Как следует из последнего выражения, оплавление при
заданной скорости подачи может быть устойчивым при условии
km > 0. Коэффициент k всегда положителен. Следовательно,
условие устойчивости т > 0. Это условие говорит о том, что
оплавление устойчиво, если увеличению проводимости сварочно-
го контакта соответствует повышение мощности, и наоборот.
Поэтому зона устойчивого оплавления находится слева от мак-
симума мощности (см. рис. 1.25), а зона, в которой оплавление
не может существовать длительно,— справа. Зона точки 1 соот-
ветствует устойчивому оплавлению, а зона точки 2 — неустойчи-
вому. Посмотрим, в каком направлении развивается процесс,
3 Заказ 519
chipmaker.ru
34
Особенности сварочного контакта
если в какой-то момент времени проводимость равна СКз (см.
рис. 1.25). Выведенная выше зависимость AGK от времени спра-
ведлива для малых отклонений, в которых допустима линеари-
зация. Для данного случая С = AG„3 — величина отрицательная
(рассматривается отклонение от точки 2), а гп < 0. Следова-
тельно, Д0кз должно возрастать по абсолютной величине, а
проводимость — падать. Если же проводимость по какой-то
причине хотя бы очень кратковременно станет больше проводи-
мости, соответствующей точке 2, то процесс будет развиваться
вправо вплоть до короткого замыкания. Таким образом, при
устойчивом оплавлении деталей с заданной скоростью подачи
«разрешенная зона» колебаний проводимости сварочного контак-
та находится левее точки 2.
Во время оплавления возможны резкие изменения проводи-
мости сварочного контакта как в большую, так и в меньшую
сторону. Поэтому при жестко заданной подаче не удается вести
процесс при мощности, близкой к максимальной РКтах- Обычно
среднее значение мощности Рк в 3—5 раз меньше Летах- Выра-
жение для полезной мощности Рк может быть записано в
функции проводимости GK в следующем виде:
К 1 + (GKzK.3y + 2RK.3GK
На рис. 1.26,а показано несколько зависимостей Рк = /(GK).
построенных для различных параметров сварочной цепи. Как
видно из рис. 1.26,о, устойчивость процесса оплавления возра-
стает по мере снижения сопротивления короткого замыкания:
Нагрев металла методом оплавления
35
замыкания машины, при
Рис. 1.27. Минимальные на-
пряжения холостого хода
сварочного трансформато-
ра, необходимые для ус-
тойчивого оплавления, в
функции от добавочного
реактивного X и активного
Р сопротивлений
дРк е. •, ,
увеличивается значение т =—— в рабочей точке (и, следова-
тельно, ускоряются переходные процессы), а самое главное —
расширяется область допустимых колебаний проводимости
сварочного контакта. Повышение напряжения ведет к аналогич-
ным результатам, но при этом снижается термический к. п. д.
оплавления.
Значительное влияние на устойчивость оплавления оказывает
характер сопротивления короткого
одном и том же напряжении и со-
противлении короткого замыкания,
но при разных cos <рк,3 зависимости
Рк = f(GK) существенно различны
(рис. 1.26, б). Зависимость, соответ-
ствующая cos <рк.3 = 1, располагает-
ся значительно ниже зависимости,
построенной для другого предель-
ного случая cos срк.з = 0. Поэтому
активное сопротивление больше
сказывается на устойчивости оплав-
ления, чем индуктивное. Об этом
свидетельствуют и опытные дан-
ные, приведенные на рис. 1.27.
В первичную цепь лаборатор-
ной сварочной машины с малым
сопротивлением короткого замыка-
ния zK,3 = 30 ж 40 мком (без дета-
лей) вводили дополнительные ак-
тивные и реактивные сопротивле-
ния. Для разных сопротивлений определяли минимальные на-
пряжения, при которых оплавление стальных пластин 100 X
X 10 мм протекало устойчиво при плотности тока 3—4 а/мм2.
Как видно, увеличение сопротивления должно сопровождаться
соответствующим повышением напряжения. Особенно значи-
тельного повышения напряжения требует активное сопротивле-
ние. При больших значениях дополнительных сопротивлений на-
пряжение, соответствующее активному сопротивлению, при-
близительно в 12 раз больше, чем при индуктивном. При та-
ком соотношении напряжений зависимости PK = f(GK) практи-
чески совпадают _(пунктирная кривая для cos <рк.л = 1 при
повышенном в ] ' 2 раз напряжении и сплошная для cos =
= Она рис. 1.26).
1 р -
Учитывая, что PKit - —а также приведенные выше вы-
ражения для РК|) и Ркшах, можно получить приближенные
36
Особенности сварочного контакта
выражения для напряжений t/2, при которых возможно устой-
чивое оплавление. Для начала оплавления
С’2 ~ V'24qv0„AySzK.s(l + cos<j>„,5)
’и для конечной стадии
^2 ~ V^оплУ^.Л1 + cos <₽л..з)’
Значение q, необходимое для расчета, может быть взято из
графика (см. рис. 1.23) и делением на 0,24 переведено из кал/г
в дж/г. Сопротивление короткого замыкания и cos <рк.3 должны
быть вычислены с учетом влияния токоведущих частей (выле-
тов) деталей.
В качестве примера использования приведенных формул оп-
ределим вторичное напряжение сварочного трансформатора
машины для сварки труб диаметром 219 мм с толщиной стенки
7 мм (S — 4650 мм2). Напряжение найдем из условия обеспече-
ния возможности оплавления перед осадкой со скоростью
0,8 мм/сек. Сопротивление машины z = 50 мком, х = 32,5 мком,
R = 38 мком, вылет свариваемых труб за контактные башмаки
40 мм.
Сопротивление вылетов в конце сварки
5^0,4-^- 10е = 7 мком.
4650
Активное сопротивление короткого замыкания
3 = 38 + 7 = 45 мком.
Полное сопротивление короткого замыкания
zK.a = V 32,52 + 452 = 55,5 мком.
Коэффициент мощности
cos q>K , = 45 = 0,81.
3 55,5
При п„Пл = 0,8 мм'сек q ~ 500 -g— .
ч
Подставляем полученные величины в формулу, получим
6'2 = 1 / 8 0,08 7,8 • 46,5 • 55,5 ИГ6 (1 -ф 0,81) ~ 7 в
Основное назначение процесса оплавления состоит в том,
чтобы прогреть на достаточную глубину свариваемые детали и
создать на их поверхности пленку жидкого металла и окислов.
Очевидно, что процесс оплавления будет тем совершеннее, чем
Нагрев металла методом оплавления
37
меньше тепла будет выброшено с расплавленным металлом и
больше тепла будет накоплено в свариваемых деталях. Повы-
шение термического коэффициента полезного действия оплавле-
ния выгодно не только с точки зрения экономии электроэнергии,
но и с целью сокращения потерь металла.
Наиболее эффективным средством повышения термического
к. п. д. оплавления следует считать ведение процесса при мини-
мальных напряжениях. На рис. 1.28 показана зависимость изме-
нения термического к. п. д. от времени оплавления для стальных
образцов с поперечным сечением
500 мм2 при скорости подачи дета-
лей 0,25 мм/сек (сплошные линии)
и 0,75 мм) сек (пунктирные линии).
Зависимости построены по резуль-
татам калориметрических измере-
ний для трех напряжений холосто-
го хода сварочного трансформато-
ра. Снижение напряжения дает
значительный эффект, который
можно объяснить увеличением вре-
мени существования элементарных
контактов. Очевидно, что чем боль-
ше это время, тем больше тепла пе-
редается от наиболее нагретой ча-
сти контакта в глубь изделия. Ве-
дение оплавления на низких напря-
жениях имеет и другие технологи-
ческие преимущества [58]. Поэтому
при разработке электрической ча-
сти сварочной машины необходимо
Рис. 1.28. Зависимость тер-
мического к. п. д. от дли-
тельности оплавления при
различных напряжениях
холостого хода сварочного
трансформатора:
1 — 6 в: 2 — 9 в\ 3 — 12 в
стремиться к снижению сопротивления короткого замыкания
для того, чтобы машина могла обеспечить оплавление при мини-
мальных напряжения.
Во время оплавления металл постепенно разогревается и
мощность, необходимая для оплавления с заданной скоростью,
падает. Поэтому с целью повышения к. п. д. оплавления имеет
смысл снижать напряжение по мере разогрева металла. Осо-
бенно велик эффект снижения напряжения, когда процесс идет
на пределе устойчивости. Время существования элементарных
контактов при этом сильно увеличивается. Однако осуществить
такой процесс трудно. Случайное увеличение количества одно-
временно существующих контактов может привести к коротко-
му замыканию деталей. Чтобы избежать этого, необходимо
использовать специальные автоматически действующие устрой-
ства, предупреждающие нарушение устойчивости при случайных
увеличениях проводимости сварочного контакта.
chipmaker.ru
38 Особенности сварочного контакта
§ 3. ПОДОБИЕ ПРОЦЕССОВ СВАРКИ
При разработке нового оборудования для контактной сварки
режимы работы его часто не бывают известны. Для ориентиро-
вочного определения режимов целесообразно пользоваться кри-
териями подобия, которые позволяют по известным режимам
сварки деталей одного размера определять режимы сварки ана-
логичных деталей другого размера. Метод физического модели-
рования бывает полезен также при разработке массивных токо-
ведущих контуров, достаточно точный расчет которых зачастую
практически невозможен.
Во время сварки протекают электрические, тепловые и меха-
нические процессы. Основные критерии подобия этих процессов
можно найти в различных работах по теории подобия и физиче-
скому моделированию [16, 39, 52 и др.].
Критерии подобия электрических процессов.
Критерий подобия электромагнитных полей в проводниках при
периодических токах
п — И(0/2
1 Р
где ц—магнитная проницаемость;
р — удельное электросопротивление;
ы — круговая частота переменного тока;
/ — линейный размер проводника.
В геометрически подобных проводниках электромагнитные
поля будут подобны в том случае, если значение критерия будет
для всех проводников величиной постоянной.
Для непериодических токов критерий может быть записан в
таком виде:
/71=-^,
pi
где t — время.
В процессе сварки сопротивление сварочного контакта не
остается постоянным. Чтобы соблюсти подобие токов, необходимо
располагать подобными электрическими цепями. В данном слу-
чае критерий подобия цепей можно записать в следующем виде:
П'2 = , П -2 = <й£*3
RK Rk
п" . 3
для периодических токов и для непериодических //2 — —— .
pKt
Критерии подобия тепловых процессов. Тепло-
вые процессы при контактной сварке описываются уравнениями:
— ny?20 4---- (нагрев методом сопротивления);
dt рсу
—-----поп.——- = с\20 4—-—(нагрев методом оплавления),
dt дх рсу
Подобие процессов сварки
39
где 0 — температура;
t —- время;
V2—оператор Лапласа;
Е — напряженность электрического поля;
у — плотность;
с — удельная теплоемкость;
7, — удельная теплопроводность;
X
а — —;
су
иопл — скорость оплавления.
Приведением уравнений к безразмерному виду можно полу-
чить следующие критерии подобия:
fls = — критерий Фурье;
/2
U2
ГЦ —-----, где U — падение напряжения, и
рХО
П5 = ----критерий Пекле.
а
Критерии подобия механических процессов.
При контактной сварке определяющими являются пластические
деформации, для которых справедлив критерий Барба-Кика.
Этот критерий указывает на то, что при заданных свойствах
материала равные относительные деформации возможны лишь
при одинаковых удельных давлениях [120]. Этот критерий может
быть записан в таком виде:
/76 = kp,
где р — удельное давление;
k — некоторый коэффициент с размерностью, обратной раз-
мерности удельного давления, характеризующий свой-
ства материала.
Критерий Барба-Кика не в полной мере характеризует про-
цесс протекания пластической деформации. Однако в рассматри-
ваемой области, когда пластические деформации в значительной
мере определяются температурой и размерами зоны разогрева
(т. е. в конечном счете критериями теплового состояния), можно
обойтись, как показывает опыт, без более детального анализа
подобия пластических деформаций. Ограничимся лишь одним
критерием механического подобия Ньютона:
ml
где Р — сила, т — масса.
chipmaker.ru
40 Особенности сварочного контакта
Вообще говоря, подобие механических частей машин — само-
стоятельный вопрос, который следует рассматривать с учетом
типа привода и его основных особенностей.
Приведенные выше критерии относятся к линейным системам.
При контактной же сварке резко проявляются нелинейности, вы-
званные зависимостями электрических и тепловых свойств сва-
риваемых материалов от температуры. По этой причине систему
сварочная машина — детали следует рассматривать как нели-
нейную.
На нелинейные системы в полной мере распространяются
критерии подобия, справедливые для линейных систем, но при
выполнении дополнительного требования. Это требование в на-
шем случае сводится к тому, чтобы в соответственные моменты
времени физические свойства материала в сходственных точках
нагреваемых объемов были одинаковыми. Требование удовлетво-
ряется, если модель и натура выполнены из одного материала.
Распространить критерии подобия на ряд геометрически подоб-
ных деталей из разных материалов почти невозможно, так как
зависимости физических свойств материалов от температуры да-
леко не идентичны.
Если использовать приведенные выше критерии для ряда гео-
метрически подобных сварных соединений из одного материала
или из одной и той же комбинации материалов, то, опуская фи-
зические константы, получим следующие зависимости основных
параметров режима сварки от линейного размера детали /:
1. Из условия геометрического подобия вытекает, что линей-
ные размеры электродов должны быть пропорциональны линей-
ному размеру сварного соединения. Например, диаметр рабочей
поверхности электрода d3 должен быть пропорционален толщине
свариваемых листов б, т. е. d3 = 6. Площади контактных поверх-
ностей должны быть пропорциональны второй степени линейного
размера сварного соединения /2, т. е. S3 = Z2.
2. Из критерия подобия деформаций получаем, что электрод-
ное усилие Р3 == /2.
3. При геометрическом подобии электрических полей актив-
ное сопротивление сварочного контакта обратно пропорциональ-
но линейному размеру. Из критерия подобия электрических
цепей вытекает, что 7?кз=-^- , coLK3 = — и, следовательно,
1
%к.з -— ~ •
4. Из критерия подобия электромагнитных полей в проводни-
ках П\ следует, что f =
5. Напряжение на свариваемых деталях не зависит от линей-
ного размера — критерий /74 : U = const.
Подобие процессов сварки
41
6. Из критерия Фурье следует соотношение между временем
= I2.
-, то сварочный ток
сварки tce и линейным размером: tce
7. Так как U = const, a RK = —
I.
/ =
8. Плотность тока j
I
Z
9. Из критерия П5 вытекает, что скорость оплавления
1
иОпл = — . Это соотношение распространяется на все виды свар-
ки с подвижным источником нагрева, в том числе и на шовную
(роликовую) сварку.
10. Припуски на оплавление и осадку пропорциональны ли-
нейному размеру.
11. Из критерия механического подобия П7 с учетом упомя-
нутых зависимостей Рэ и tee от линейного размера получаем, что
масса подвижных частей сварочной машины т = I5.
Достаточно точное подобие процессов, протекающих при кон-
тактной сварке, далеко не всегда достижимо. Например, трудно
добиться удовлетворительного подобия поверхностей сваривае-
мых деталей. Между тем известно, что сопротивление контакта,
особенно холодного, сильно зависит от состояния контактируе-
мых поверхностей. В реальных условиях трудно изменять сопро-
тивление короткого замыкания машин, частоту тока, массы под-
вижных частей при изменении размеров свариваемых деталей.
Поэтому при решении многих практических задач представляет
интерес не полное, а приближенное подобие, когда учтены лишь
наиболее важные критерии, а по остальным критериям имеются
те или иные отступления. Разумеется, пользоваться приближен-
ным подобием можно лишь в определенной, заранее обследован-
ной области.
В случае точечной, шовной и рельефной сварки стальных ли-
стов толщиной от 1 мм и выше допустимы следующие отступле-
ния от подобия:
1. Постоянная частота (50 гц).
2. Постоянное сопротивление короткого замыкания (харак-
терное для универсальных машин — 150—250 мком).
3. Постоянная масса подвижных частей.
4. Поверхности очищены или покрыты пленками естествен-
ного происхождения при нормальных температурах.
На рис. 1.29 показаны макрошлифы крестообразных соедине-
ний разных размеров в одном масштабе и с разным увеличением,
выбранным так, чтобы размеры фотографий были одинаковыми.
Размеры электродов, усилия на электродах, сварочный ток и
время сварки были взяты в соответствии с требованиями подо-
бия. Как видно, даже при большом различии толщин приближен-
ное подобие дает очень хорошие результаты.
chipmaker, ru
42
Особенности сварочного контакта
Многие конструкционные материалы, в том числе различные
стали, могут свариваться методами контактной сварки в широ-
ком диапазоне режимов.
На рис. 1.30 показаны зависимости — = f— для низко-
d Ъ2
углеродистой стали. Зависимости дают представление о возмож-
ных режимах сварки и могут быть использованы для решения
Рис. 1.29. Макрошлифы крестообразных соединений
стержней 05 и 025 мм, сваренных на подобных
режимах:
'а—в одинаковом масштабе; б — в масштабе 25 + 25 мм (XI)
и 5 + 5 мм (Х5)
многих практических вопросов [137], в том числе для определения
наиболее выгодных номинальных значений Р3 и ! типовых машин
и т. д.
При толщине низкоуглеродистой стали менее 1 мм наблю-
дается отступление от подобия. При сварке стальных листов тол-
щиной менее 0,8—1 мм частота 50 гц оказывается низкой [62],
что выражается в значительных колебаниях температуры метал-
ла с удвоенной частотой сварочного тока. Это обстоятельство
накладывает ограничение на моделирование процессов при по-
стоянной частоте. Для более теплопроводных и менее теплоемких
материалов толщины, при которых влияние частоты 50 гц стано-
вится существенным, смещаются в большую сторону. Этот вывод
вытекает из критерия Фурье Д3, в чем нетрудно убедиться, учи-
тывая, что аналогом t является —.
си
Подобие процессов сварки
43
Указанные выше отступления от подобия могут быть допу-
щены при приближенном моделировании стыковой сварки мето-
дом оплавления. При толщинах 5 мм и менее наблюдается боль-
ший разброс показателей качества сварного соединения, чем при
больших толщинах [138]. При использовании для моделирования
\ ниверсальных стыковых машин возникают ограничения в связи
с относительно большим сопротивлением короткого замыкания.
/
Зависимость
о
для низкоуглеродистой
стали:
d3
1 р = 14 кГ1мм~,------------ Г. р =
8
<1Э
= 7 кГ/мм3; —- = 4; 3 — р = 14 кГ .и.« ;
8
d3 d3
— = 3’ 4 — р = 10.5 кГ'мм2, — 3;
8 8
р =7 кГ/млг2, ----------- =3; 6 —
8
р З.о кГ!мм\ ---------- =3; 7 — р -=
Ъ
d3
7 ----- — 2.5; 8 — р =
S
-- 14 кГ}мм2\ -------- = 2; 9 — р =
8
<1Э
= 7 кГ!мм-,--------- 2; р — удельное дав-
8
ление
Для определения режимов сварки полос, труб и других дета-
лей с постоянной по всему периметру толщиной стенки геометри-
ческое подобие не обязательно. Располагая, например, режимом
сварки прямоугольной пластинки с достаточно большим отноше-
нием ширины к толщине, можно ориентировочно вычислить все
необходимые параметры режима сварки интересующих деталей.
При этом следует исходить из соотношений:
tce &, v = ; 1 ро^ки = 6/7;
о
где 6 — толщина стенки;
П — периметр, вычисленный по средней линии поперечного
сечения детали.
chipmaker.ru
44
Особенности сварочного контакта
Рассмотрим несколько примеров применения критериев подобия.
1. Определить ток, на который должна быть рассчитана высокопроизводи-
тельная точечная машина, предназначенная для сварки деталей из низкохтле-
d.
родистой стали толщиной до 3 мм при
нии р = 7 кГ/льч2.
Как видно из графика (рис. 1.30),
производительность достигается при
в данном случае I = 3(9 4- 8,5) «25
С8 = 0,04 сен/мм2. Время сварки /со =
O'-
отношении —— = 4 и удельном давле-
о
при заданных условиях наибольшая
I
— = 9 4- 8,5 ка/мм. Следовательно,
о
ка. Из графика следует также, что.
= 32-0,04 = 0,36 сек.
По стандарту для точечных машин продолжительность включения ПВ =
= 20%. Так как ПВ = ——
‘ч
цикл сварки одной точки, то
100%, где t4— полное время, приходящееся на
0,36 -100 . „
-----------= 1,8 сек.
20
Количество точек, свариваемых за одну минуту,
60 „„
п =------- = 33.
1,8
2. Известен режим сварки методом непрерывного оплавления тру£>
38 X 4,5 мм из стали 20Т на универсальной машине [19]:
Напряжение холостого хода в в............ 5.5
Припуск на оплавление в мм............... 9,5
Длительность оплавления в сек............ 8,8
Припуск на осадку в мм ................ 4,5
Удельное давление осадки в кГ/ммг.......... 6
Скорость осадки в мм/сек. . ............... 50
Сопротивление короткого замыкания в мком ........ 200
Определим подобный режим сварки для труб 377 X 10 мм из
той же стали и основные данные машины, необходимой для вос-
произведения такого режима.
Соотношение толщин стенок труб 2,2, соотношение перимет-
ров 11. Параметры подобного режима:
Напряжение холостого хода в « ............... 5,5
Припуск на оплавление в мм................ 9,5x2,2=21
Длительность оплавления в сек........'. . 8,8х(2,2)г = 42,5,
Припуск на осадку в мм ........ . . 4.5x2,2=9,9
Удельное давление в кГ/мм'-................... 6
_ 50
Скорость осадки в .ч.ч/сек..................... = 23
- 2,2
Подобие процессов сварки 4Ь
Режим может быть воспроизведен на машине с сопротивле-
200
нием короткого замыкания zK3 = — = io мком.
Машина должна развивать давление
Росадки ~ 6л (377 - 10) 10 = 7000 кГ.
Сварочный ток и мощность в 11 раз больше, чем при сварке
•грубы 38 X 4,5 мм.
chipmaker.ru
Г л а в a 2
ВТОРИЧНАЯ ЦЕПЬ КОНТАКТНОЙ МАШИНЫ
§ 4. КОНСТРУКЦИИ ВТОРИЧНЫХ ЦЕПЕЙ
ВТОРИЧНАЯ цепь, или вторичный контур, сварочной
машины представляет собой систему проводников, сое-
диняющих сварочный трансформатор с электродами машины.
Размеры и конструкция вторичного контура определяют техноло-
гические возможности машины и ее энергетические показатели.
Чем дальше трансформатор от электродов машины (рис. 2.1)
и значительней расстояние между токоведущими элементами,,
тем больше размеры деталей или узлов, которые можно свари-
вать, пользуясь машиной. Следовательно, увеличение площади,,
охватываемой контуром, позволяет расширить области примене-
ния машины. Однако стремление к увеличению размеров вторич-
ного контура влечет за собой повышение его сопротивления,
а следовательно, и мощности, необходимой для сварки деталей
заданной толщины. Поэтому размеры вторичного контура долж-
ны иметь разумные пределы.
Для того чтобы снизить по возможности мощность, потребляе-
мую машиной, вторичные контуры иногда конструируют так, что-
бы можно было регулировать как расстояние между трансфор-
матором и электродами —• вылет, так и расстояние между токо-
ведущими элементами по вертикали — раствор. Наибольшее
распространение получили машины для точечной и рельефной
сварки с регулируемым раствором и постоянным вылетом.
При минимальной площади, охватываемой контуром, машина
позволяет получить наибольший сварочный ток. При максималь-
ной площади ток меньше, но представляется возможность сва-
ривать детали больших размеров.
Вторичный контур сварочной машины состоит из жестких и
гибких элементов. Последние необходимы для того, чтобы обес-
печить возможность движения электродов во время работы ма-
шины. Часто вместо жестких элементов применяют гибкие для
того, чтобы упростить сборку контура, снизить требования к точ-
ности изготовления элементов, а также для того, чтобы упро-
стить регулирование размеров контура.
Конструкции вторичных цепей
47
Рис. 2.1. Вторичная цепь точечной
машины:
/ — трансформатор; 2 — электроды;
3 — гибкая перемычка; 4 — плита для
регулирования раствора
Жесткие элементы выполняют из медного проката, отливают
из меди или бронзы, обладающей достаточно высокой проводи-
мостью. Гибкие элементы изготовляют из медной фольги.
(рис. 2.2, а, б) или круглых
гибких проводов (рис. 2.2, в),
состоящих из большого коли-
чества тонких проволок.
Элементы из фольги изго-
товляют наборными и витыми.
Наборный элемент представ-
ляет собой пакет из прямо-
угольных листов фольги, изо-
гнутый в свободном состоянии
по требуемой форме. Концы
пакета засверливают и при-
крепляют к жестким элемен-
там с помощью шпилек. В
редких случаях концы набор-
ных элементов припаивают к
массивным частям. Гибкие провода главным образом припаи-
вают. Для того чтобы упростить операцию пайки, исключить
возможность затягивания припоя в провод, концы проводов
Рис. 2.2. Гибкие перемычки:
а— набранные из отдельных листов фольги; б — витые:
в — с гибкими многожильными проводами
обжимают медными втулками и затем к обжатым концам на
стыковой машине приваривают небольшие медные цилиндры
(см. рис. 2.2, в). В массивных же частях предусматривают глу-
хие отверстия, в которые вводят цилиндрики. Паяное соедине-
ние получается между цилиндриками и массивной деталью.
Наименее надежной частью вторичного контура сварочной
машины являются разъемные соединения. Поэтому количество их
должно быть минимальным, а расположение удобным для пе-
риодического контроля. Особенно опасны для контактов пере-
chipmaker.ru
48
Вторичная цепь контактной машины
гревы. Поэтому следует стремиться к тому, чтобы контактирую-
щие элементы хорошо охлаждались. Там, где это возможно, мас-
сивные части у контактов должны иметь внутреннее водяное
Рис. 2.3. Скользящие контакты:
а — в виде подшипника скольжения; бис — то же, разгруженного
от механической нагрузки (1 и 2 — шариковые подшипники}
охлаждение. Большой эффект дает серебрение контактирующих
поверхностей.
В роликовых машинах наиболее уязвимым местом являются
скользящие контакты (рис. 2.3). Для машин малой мощности,
предназначаемых для сварки неответственных деталей, допусти-
Конструкции вторичных цепей
49
мы простейшие скользящие контакты, выполняемые в виде под-
шипников скольжения (рис. 2.3, а). В машинах средней и боль-
шой мощности скользящие контакты большей частью не исполь-
зуются для передачи механического усилия на ролик (рис. 2.3, б
и в). Ток передается через подшипники скольжения, в которых
одна из половин прижимается к другой со строго определенным
усилием, создаваемым несколькими пружинами. Благодаря та-
кой конструкции достигается более или менее стабильное сопро-
тивление контакта. Хорошие результаты дает облицовка рабочих
элементов контакта се-
ребром.
Известен ряд кон-
струкций электрического
соединения неподвижных
частей машины с вра-
щающимися с помощью
легкоплавких металлов и
сплавов. Такие конструк-
ции еще не получили
распространения. Одна-
ко не исключено, что для
машин большой мощно-
Рис. 2.4. Поперечные сечения бифиляр-
ных кабелей для подвесных машин
сти жидкостные контакты после соответствующей конструктив-
ной проработки станут наиболее эффективными подобно тому,
как щеточные контакты были вытеснены жидкостными в мощ-
ных униполярных машинах.
В подвесных машинах для точечной сварки наиболее ответ-
ственными элементами вторичного контура являются гибкие ка-
бели, с помощью которых рабочий инструмент — клещи присое-
диняются к неподвижно установленному или подвешенному по-
нижающему трансформатору. Кабель должен быть достаточно
легким и гибким, чтобы сварщик не переутомлялся, непрерывно
работая клещами в течение смены. Поэтому для подвода тока
к клещам применяются водоохлаждаемые кабели, работающие
при очень высоких плотностях тока, иногда до 100 а/мм2. Исполь-
зуются кабели с одним многожильным проводом или с несколь-
кими (рис. 2.4). Последние называются бифилярными, поскольку
параллельные провода образуют прямую и обратную цепь для
тока. Бифилярные кабели обладают малым реактивным сопро-
тивлением. Электродинамические силы, действующие на провода,
взаимно компенсируются, и сварщик их практически не ощущает.
Подвод тока двумя кабелями менее совершенен, так как
индуктивность их даже при плотной связке значительно больше
индуктивности бифилярного кабеля. Электродинамические силы
расталкивают кабели, и сварщик ощущает толчки при включении
тока. Тем не менее подвод тока к клещам двумя раздельными
50
Вторичная цепь контактной машины
кабелями получил широкое распространение главным образом
благодаря большой гибкости проводов и более простому под-
ключению их к электрической цепи и системе охлаждения. Повы-
Рис. 2.5. Вторичный кон-
тур стыковой машины
МСМУ-150
шины, а также из условия
шенное реактивное сопротивление
сравнительно слабо отражается на
полном сопротивлении вторичной
цепи в связи с тем, что значитель-
но ее активное сопротивление.
В машинах для стыковой свар-
ки вторичный контур обычно не
используется для размещения тех
или иных частей свариваемых де-
талей (рис. 2.5). Поэтому размеры
вторичного контура определяются
возможностью обеспечения надеж-
ной защиты трансформатора от ча-
стиц горячего металла, вылетаю-
щих из зовы сварки. Изоляционное
расстояние между элементами кон-
тура, находящимися под разными
потенциалами, определяется по за-
данному ходу подвижной части ма-
предотвращения перекрытий через
пыль и окалину, скапливающиеся на изоляционных прокладках.
§ 5. РАСЧЕТЫ ПАРАМЕТРОВ ВТОРИЧНЫХ ЦЕПЕЙ
Ниже рассматривается вторичная цепь без сварочного транс-
форматора. Расчет сопротивления короткие замыкания транс-
форматора приведен в гл. 8.
Вторичный контур любой контактной машины настолько сло-
жен для расчета, что в лучшем случае можно говорить лишь
о приближенной оценке величины сопротивления контура, а не
о достаточно точном и обоснованном определении его.
Нельзя считать, что плотность тока по сечениям проводников
распределяется равномерно. Вытеснение переменного тока к по-
верхности проводника (поверхностный эффект), взаимное влия-
ние проводников на распределение токов в них (эффект близо-
сти, кольцевой эффект), наличие ферромагнитных масс в непо-
средственной близости к проводникам — все это оказывает
большое влияние как на активное, так и на реактивное сопро-
тивление вторичного контура. Учесть эти явления при расчете
реальных конструкций практически невозможно. Даже для более
простых массивных электрических цепей, состоящих из беско-
нечно длинных параллельных проводников, расчеты довольно
сложны [125]. В рассматриваемом случае поля не плоскопарал-
Расчеты параметров вторичных цепей
51
дельные, а трехмерные. Возможно, что в дальнейшем расчеты
подобного рода массивных электрических цепей будут произво-
диться с помощью вычислительных машин. Пока же наиболее
надежным способом предварительного определения параметров
вторичного контура контактной машины следует считать непо-
средственное измерение сопротивления геометрически подобной
модели, изготовленной из тех же материалов, что и контуры.
В соответствии с критерием /7( (см. § 3) измерения должны
быть проведены при частоте тока, обратно пропорциональной
квадрату соотношения линейных размеров модели и натуры.
В лабораторных условиях моделирование обычно не сопряжено
с какими-либо затруднениями и дает наиболее надежные резуль-
таты. На моделях сравнительно просто проверить влияние изме-
нения отдельных размеров и конфигурации элементов кон-
струкции.
В литературе можно найти описания различных эмпириче-
ских и полуэмпирических приемов, нашедших применение для
ориентировочного определения сопротивления вторичных цепей
контактных машин. Во всех случаях расчеты производятся без
учета влияния эффекта близости. При определении активного
сопротивления отдельные элементы контура рассматриваются
как одиночные бесконечно длинные проводники. Сопротивление
подсчитывается по формуле
о
где kn — коэффициент поверхностного эффекта, kn > 1;
р — удельное электросопротивление;
I, S — длина и поперечное сечение рассматриваемого эле-
мента.
Коэффициент поверхностного эффекта обычно задают в функ-
ции критерия подобия /7Ь записанного в видоизмененной фор-
ме [79]:
Р=1/31БГ
И л0 • ю»
где f— частота;
Ro — сопротивление 1 см проводника постоянному току в ом.
На рис. 2.6 приведены зависимости kn для проводников круг-
лого и прямоугольного сечений от параметра р и коэффициента
формы, равного отношению большей стороны к меньшей.
При определении сопротивления гибких элементов из фольги
следует иметь в виду, что если концы этих элементов не моно-
литны, т. е. пластинки фольги не сварены или не спаяны между
собой, то контактное сопротивление между пластинами оказы-
вает большое влияние на распределение тока в элементе и на
сопротивление его.
chipmaker.ru
52
Вторичная цепь контактной машины
Рис. 2.6. Зависимости kn от р для проводников круглого (а) и пря-
моугольного (б, в) поперечных сечений при различных значениях
коэффициента формы [79]
Можно показать [74], что при одностороннем подводе тока
(рис. 2.7) сопротивление перемычки
__________________________ 1
th(km)
где Rn = р— —сопротивление одного листка фольги длиной I,
оН
(2-1)
толщиной 6 и шириной Н;
RK — переходное сопротивление между соседними
листками фольги;
1 г
k ~ — 1 2 —— ; т — толщина набора перемычки.
6 I Rn
Расчеты параметров вторичных цепей
53
Увеличение количества пластинок сверх определенного пре-
дела [th(km) « 1] не дает снижения сопротивления. При односто-
роннем подводе тока этот предел
N =
и минимальное сопротивление пакета
Ориентировочно можно считать, что при стягивании пакета
одной шпилькой Ml0 или Ml2 сопротивление RK = 2 ~ 3 мком.
Рис. 2.8. Гибкая перемычка с
перекрестным подключением
Сопротивление RK в первом приближении обратно пропорцио-
нально числу шпилек, т.
пятью шпильками, то RK -
е., если пакет стягивается, например,
: — (2 3) мком.
5
При двустороннем подводе тока к пакету или при использо-
вании проводящих шпилек число N может быть увеличено вдвое.
Сопротивление элемента при этом уменьшится также почти
вдвое. Двухкратное число пластин может быть принято и для ви-
того пакета (см. рис. 2.2, б).
Следует избегать соединений с перекрестным подключением
гибких перемычек (рис. 2.8). Такие перемычки должны иметь мо-
нолитные концы для подключения к массивным элементам либо
надежные устройства, обеспечивающие двусторонний подвод тока
к пакету, или, наконец, пакет должен быть выполнен витым.
Значение RK не остается постоянным при эксплуатации ма-
шины и всегда стремится к возрастанию. Поэтому там, где это
возможно, следует сваривать концы гибких перемычек, тем более,
что эта операция просто осуществляется на обычных точечных
машинах.
Вторичная цепь контактной машины
При расчетном определении активного сопротивления маши-
ны следует учитывать переходные сопротивления между различ-
ными элементами вторичного контура. По данным завода «Элек-
трик», среднее значение переходного сопротивления одного не-
подвижного контакта принимается равным 2—8 мком (чаще
порядка 3 мком). а подвижного 8—20 мком [113].
Реактивное сопротивление вторичного контура сварочной ма-
шины часто определяют по графику (рис. 2.9), построенному по
Л опытным данным завода «Элек-
Рис. 2.9. Зависимость реактив-
ного сопротивления вторич-
ного контура сварочной ма-
шины от площади S, охваты-
ваемой контуром
трик» на основании измерении
ряда контуров с различным рас-
твором и вылетом [4]. Как видно
из графика, реактивное сопро-
тивление при частоте 50 гц при-
близительно пропорционально
Рис. 2.10. Вторичный контур машины,
разделенный на участки для расче-
та реактивного сопротивления
квадратному корню из площади, охватываемой контуром. Ясно,
что реактивное сопротивление зависит не только от площади,
охватываемой контуром, но и от размеров и конфигурации токо-
ведущих элементов. Поэтому график (см. рис. 2.9) может дать
лишь сугубо ориентировочное значение реактивного сопротив-
ления. Несколько более близкие к истине результаты дает спо-
соб, разработанный Л. В. Глебовым [26]. Способ не имеет стро-
гого обоснования и не соответствует общепринятой методике рас-
чета индуктивностей проводов и контуров. Тем не менее способ
Л. В. Глебова удобен для практического применения.
Расчету предшествует разделение контура не участки, состоя-
щие из отрезков «прямого» и «обратного» проводов одинаковой
длины и расположенных строго друг против друга, как это по-
казано, например, на рис. 2.10 (участки обозначены римскими
цифрами). В пределах участка поперечные сечения элементов
должны быть постоянными. Реактивное сопротивление вычис-
ляется по формуле
х — Sa'(•/,-,
Расчеты параметров вторичных цепей
где х,- — индуктивное сопротивление единицы длины i-го участ-
ка, равное coL,-;
li — длина i-ro участка.
Значения L, рекомендуется определять по кривым, получен-
ным опытным путем при 50 гц (рис. 2.11).
Для машин, рассчитанных на работу при повышенных или
пониженных частотах, полученное в результате расчета реактив-
ное сопротивление следует умножить на отношение . Такой
пересчет не совсем правилен, так как изменение частоты отра-
жается на распределении токов в проводниках, а следовательно,
и на индуктивности контура. Однако для ориентировочных рас-
четов, не преследующих высокой точности, такой пересчет до-
пустим.
В стыковых машинах, особенно специализированных, рас-
стояние между токоведущими элементами обычно невелико и ши-
рина их значительна. Это обстоятельство позволяет произвести
ориентировочный расчет сопротивления короткого замыкания ма-
шины, причем результаты расчета будут заведомо несколько от-
личаться в большую сторону. Допустим, что с обеих сторон вплот-
ную ко вторичному контуру прилегают ферромагнитные массы
с магнитной проницаемостью ц = оо (рис. 2.12). Тогда магнитное
поле в объеме, охватываемом контуром, станет только функцией
координаты х, и распределение его будет близко к трапецеидаль-
ному. При таких условиях расчет активного и реактивного сопро-
тивлений не вызывает каких-либо затруднений. Активное сопро-
тивление можно найти по формуле
R хг T,R: -|- 2RiK,
где Rf — Qi —-----сопротивление i-ro элемента;
й(т;
li — длина /-го элемента;
р/ — удельное электросопротивление;
hi, rrii —поперечные размеры (см. рис. 2.12);
RiK — переходное сопротивление между элемен-
тами.
Вследствие эффекта близости в массивных проводниках про-
водит ток только та часть, которая обращена внутрь контура.
В первом приближении в расчет можно принимать слой, равный
глубине проникновения тока:
Л = \/~
| «ц0
Если rrii > А, то вместо т,- в'формулу для расчета следует
подставлять Л.
chipmaker.ru
56
Вторичная цепь контактной машины
~ 10~9гн1см
О 20 W ао л/7 Ьг ков: е — для сочетанн-
ая -V . круг — прямоугольник; г -
в) ' для цилиндрического про-
водника ограниченной длинь
Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
Реактивное сопротивление вычисляется по упрощенной фор-
муле:
___. РоИ /о I 1 с' I 1 с" \
Л о — о пр -j — о пр ,
hcp \ 3 2 J
где S — площадь, охватываемая контуром;
S'np — площадь продольного сечения той части контура, где
Рис. 2.12. Расчетная схема
Рис. 2.13. К. расчету со-
противления вторичного
контура стыковой ма-
шины
глубина проникновения тока Д больше толщины про-
водников;
S" — площадь продольного сечения проводящей части тех
проводников, толщина которых больше глубины проник-
новения тока (рис. 2.13);
1г — средний поперечный размер контура.
Показанная на рис. 2.13 площадь
$пр = Snp + Snp.
§ 6. СПОСОБЫ СНИЖЕНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ
КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ МАШИН
Мощность машины переменного тока
Р = /2 Vx~.s + (RK.a + R,)1,
где I — ток, протекающий через сварочный контакт;
хкз, R-к.з — реактивное и активное сопротивления короткого за-
мыкания машины, приведенные в сварочной цепи;
RK — активное сопротивление сварочного контакта.
Сопротивление короткого замыкания универсальных контакт-
ных машин промышленной частоты при нормальных размерах
вторичного контура изменяется в сравнительно небольших пре-
делах. Чаще всего оно составляет для машин средней и большой
chipmaker.ru
э8 Вторичная цепь контактной машины
мощности 150—300 мком. Сопротивление RK большей частью
меньше сопротивления короткого замыкания. Поэтому такие
энергетические показатели машин, как коэффициент полезного
действия и коэффициент мощности, оказываются довольно низ-
кими.
Области применения универсальных контактных машин в зна-
чительной мере ограничиваются возможностями включения в за-
водские распределительные сети мощных однофазных нагрузок.
'Трудности включения контактных машин усугубляются повторно-
кратковременным характером их работы, вызывающим периоди-
ческие изменения напряжения сети, а следовательно, и светового
потока осветительных приборов. Известно, что периодические из-
менения освещенности раздражают и быстро утомляют человека,
в связи с чем колебания напряжения сети, вызванные повторно-
кратковременными нагрузками, ограничиваются более жестко,
чем длительные отклонения напряжения.
Совершенство конструкции силовой части контактной машины
целесообразно охарактеризовать коэффициентом
Рк
V. = = Г] cos <р,
где Рк — полезная мощность, равная I2RK-
Коэффициент х определяет степень полезного использования
мощности машины. Легко показать, что
v - Rk
f- - ,
2
где ________________
z = VxL + (RK.3+RK)2.
Сопротивление RK при точечной или шовной сварке зависит
от толщины свариваемых деталей, размеров электродов и элек-
тропроводности металла, из которого изготовлены детали. Уве-
личение толщины деталей сопровождается обычно увеличением
диаметра электрода или ширины ролика. Соответственно повы-
шается и усилие, с которым электрод прижимается к изделию.
Поэтому увеличение толщины детали, как правило, сопровож-
дается снижением коэффициента использования мощности ма-
шины х. На рис. 2.14 показаны зависимости мощности точечной
машины Р и полезной мощности Рк от толщины свариваемых
листов. Зависимости соответствуют точечной сварке низкоугле-
родистой стали на жестком режиме при отношении диаметра ра-
бочей части электрода к толщине детали, равном 4, и сопротив-
лении короткого замыкания z = 100 + j 200 мком, характерном
для универсальных машин с вылетом порядка 500—600 мм. Из
графика видно, как быстро падает коэффициент использования
'Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
59
мощности машины с увеличением толщины. Если мощность Рк
растет пропорционально толщине, то мощность Р возрастает при-
близительно пропорционально второй степени толщины.
Очень низок коэффициент использовании мощности универ-
сальных машин при рельефной сварке, когда одновременно сва-
ривается несколько точек или сплошной шов. Так, при сварке
непрерывных замкнутых швов длиной 100—350 мм на изделиях
'из низкоуглеродистой стали толщиной
0,5 мм сопротивление контакта RK со-
ставляет 5—12 мком. При этом коэф-
фициент х составляет всего лишь
0,025—0,08. Такой же порядок имеет
коэффициент х, если для сварки алю-
миниевых сплавов используются уни-
версальные машины.
Повысить энергетические показа-
тели машин для сварки методом со-
противления можно лишь путем сни-
жения их сопротивлений короткого за-
мыкания. Так как размеры вторично-
го контура машины заведомо заданы
и определяются габаритными разме-
рами свариваемых изделий, то един-
ственным путем снижения сопротив-
ления короткого замыкания может
быть только понижение частоты. Тща-
тельная отработка конструкции токо-
.ведущих элементов вторичного конту-
ра тоже может дать некоторый эффект
126], но значительно меньший, чем при
Рис. 2.14. Зависимость
мощности машины Р,
мощности Рк и коэффи-
циента X от толщины
свариваемых деталей
понижении частоты.
На рис. 2.15 показаны частотные характеристики универсаль-
ных машин для точечной сварки МТП-300 (а), шовной
МШП-150 (б), рельефной МРП-600 (в) и стыковой РКСЛ4-320 (г)
{73]. Характеристики сняты при коротком замыкании машин. Ток
холостого хода не учитывали ввиду его малости.
Анализ полученных частотных характеристик показывает, что
характер зависимости сопротивления от частоты для различных
машин примерно одинаков. При снижении частоты до 5—10 гц
^сопротивление короткого замыкания zK.3 уменьшается в 3—4 ра-
за, реактивная составляющая хкз в 4—5 раз, а активная RK3
в 1,5—2 раза.
Активное сопротивление массивных частей вторичного конту-
ра машины понижается вследствие ослабления поверхностного
эффекта и эффекта близости. По этой же причине несколько воз-
растает индуктивность вторичного контура, но незначительно,
chipmaker, ru
60
Вторичная цепь контактной машины
в результате чего зависимость реактивного сопротивления от
частоты носит почти линейный характер.
Частота мало влияет на величину контактных сопротивлений
между отдельными токоведущими элементами вторичного конту-
ра машины. На это указывает характер зависимости 7?к.3 от
Рис. 2.15. Частотные характеристики универсальных контакт-
ных машин
частоты шовной машины МШП-150 (см. рис. 2.15, б), отличаю-
щейся повышенным сопротивлением вращающихся контактов.
Основная часть общего сопротивления, которая уменьшается
с понижением частоты, приходится в основном на вторичный кон-
тур машины. Объясняется это тем, что реактивное сопротивление
короткого замыкания сварочного трансформатора значительно
меньше сопротивления вторичного контура машины.
Мощность, потребляемая машиной при заданном токе, падает
так же, как полное сопротивление машины. Следовательно, исхо-
дя из соображений максимального снижения мощности, целесо-
образен переход на постоянный ток. В последние годы получают
распространение машины с германиевыми и кремниевыми вен-
Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
61
тилями, смонтированными непосредственно во вторичном контуре
сварочной машины [55]. Пока эти машины еще дороги, потому что
велика стоимость вентилей на большие токи. Однако со временем
стоимость вентилей снизится, и они будут доступнее для свароч-
ного оборудования общего назначения.
В известных конструкциях машин постоянного тока на вто-
ричной стороне устанавливаются неуправляемые вентили — полу-
проводниковые диоды. Управление машиной — включение и от-
ключение трехфазного понижающего трансформатора и регули-
рование тока производятся с помощью игнитронов, включенных
с первичной стороны. Вследствие значительного падения напря-
жения в вентилях, достигающего 0,7—1 в и более, коэффициент
полезного действия машин постоянного тока несколько ниже, чем
машин низкой частоты с игнитронными преобразователями,
включаемыми с первичной стороны машины. Видимо, с целью
повышения к. п. д. машин постоянного тока следовало бы исполь-
зовать управляемые диоды — тиристоры вместо неуправляемых
диодов (отпадает надобность в игнитронах) или вместо игнитро-
нов на первичной стороне. Пока же наряду с машинами постоян-
ного тока будут использоваться машины с игнитронными или ти-
ристорными преобразователями частоты и числа фаз.
Частоту сварочного тока следует выбирать из условия наи-
большего снижения мощности машины при допустимом увели-
чении веса трансформатора. Эффективность снижения частоты
можно оценить коэффициентом
Р г
а ~----= — ,
Рс гс
где Р и Рс—мощности машины при низкой частоте и частоте
сети, соответствующие одному и тому же значе-
нию тока;
z и zc — полные сопротивления машины при сварке, соответ-
ствующие низкой частоте и частоте сети.
Зависимости коэффициента а от частоты для универсальных
машин общего назначения приведены на рис. 2.16. При расчете
зависимостей были использованы частотные характеристики, при-
веденные на рис. 2.15. Эффективность снижения частоты тем зна-
чительней, чем меньше сопротивление сварочного контакта.
Представление о размерах и весе трансформатора можно по-
лучить по величине приведенной мощности, т. е. мощности, кото-
рую можно было бы снять с низкочастотного трансформатора,
включив его в цепь переменного тока частотой 50 гц. При одном
и том же магнитном потоке вторичное напряжение сварочного
трансформатора при частоте сети (72с и при низкой частоте (/2
связано соотношением
1ЛС=
2 f
62
Вторичная цепь контактной машины!
Приведенная мощность трансформатора
Р — 1)1
*Пркв 2с- 2>
или в относительных единицах
_ Рприв fc _
fmp рс f
Характерные зависимости р = данные на рис. 2.17, по-
казывают, что для универсальных машин с нормальными разме-
рами вторичного контура наиболее выгодны частоты в диапазоне.
Рис. 2.16. Зависимости относи-
тельной мощности а и cos ср от
частоты при неизменном свароч-
ном токе для шовной машины
МШП-150 (1—RK — 25 мком) и
рельефной МРП-600 (2 — RK =
— 10 мком, 3— RK = 50 мком)
Рис. 2.17. Зависимость приве-
денной мощности сварочного
трансформатора от частоты:
1 — МРП-600, = 50 мком; 2 —
МРП-600, RK = 10 мком; а —
МТП-300, RK =50 мком; 4 —
МТП-300, 10 мком
5—10 гц. /Меньшие частоты соответствуют более низким сопро-
тивлениям свариваемых деталей (точечная св'арка сплавов на.
основе алюминия, рельефная сварка), а частоты порядка 10 гц —
точечной сварке стали и стыковой сварке.
Уменьшение частоты тока ниже указанных пределов не дает
существенного выигрыша в мощности и приводит к неоправдан-
ному увеличению приведенной мощности трансформатора, а сле-
довательно, п его веса.
Для сварки громоздких конструкций (например, панели само-
летов) используются машины с большим вылетом (до 1500 лмг)
и увеличенным раствором. Такие машины предназначаются для
сварки конструкций из алюминиевых сплавов, обладающих срав-
нительно малым сопротивлением. Оптимальные частоты для ма-
шин этого типа лежат значительно ниже частоты 5 гц. Время же-
сварки не превышает нескольких десятых долей секунды, т. е.
соизмеримо или даже меньше одного периода низкой частоты,.
Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
65
выбранной из условий наибольшего снижения мощности при до-
пустимом весе трансформатора. Очевидно в таком случае целе-
сообразно еще значительнее снизить частоту для того, чтобы вре-
мя сварки было равно полупериоду тока низкой частоты. При
этом просто выполняется условие периодического намагничивания
трансформатора без насыщения его магнитной системы.
Повышать частоту с таким расчетом, чтобы минимальное
время сварки соответствовало одному периоду сварочного тока,,
видимо, нецелесообразно, иначе необходимо накладывать жест-
кие ограничения на время сварки
и т. д.) и увеличивать мощность
машины.
Однополупериодные машины
получили применение главным
образом для точечной сварки
алюминиевых сплавов. Эти ма-
шины целесообразны и для рель-
ефной сварки стальных деталей
малой толщины при большом ко-
личестве или значительной про-
тяженности рельефов, если речь
(период, полтора периода, два
Рис. 2.18. Схема пресса с дву-
мя параллельными вторичны-
ми цепями
идет о сплошных швах.
Низкочастотные машины обычного типа (время сварки не
ограничено) используются для точечной сварки стальных кон-
струкций, рельефной сварки, а также и для стыковой сварки
оплавлением с предварительным прерывистым подогревом мето-
дом сопротивления.
Преимущество рассмотренного метода снижения сопротивле-
ния короткого замыкания машины состоит в том, что использо-
вание его не накладывает никаких ограничений на технологиче-
ские характеристики машины. Машина, оборудованная преобра-
зователем частоты, может иметь нормальный или даже-
значительно увеличенный вторичный контур и ее можно исполь-
зовать как универсальную.
Второй метод снижения сопротивления, применяемый главным
образом для специализированных машин, состоит в том, чтобы
при разработке машины определенного назначения использовать
все конструктивные возможности, которые приводят к снижению
сопротивления короткого замыкания. Поиски ведут в трех на-
правлениях: а) сокращение до минимума размеров вторичного
контура машины; б) создание дополнительных параллельных
цепей питания с отдельными трансформаторами; в) применение
трансформаторов специальной конструкции.
Что касается первого направления, то оно не требует поясне-
ний. Второе направление легко проиллюстрировать па примере
для рельефной сварки (рис. 2 18). На практике часты случаи,.
chipmaker.ru
€4
Вторичная цепь контактной машины
когда вторичный ток пресса оказывается недостаточным для вы-
полнения той или иной технологической операции. Если размеры
Рис. 2.19. Схема замещения пресса с
двумя параллельными вторичными
цепями:
Z2T— сопротивления короткого замыка-
ния трансформаторов; Rit R2 — активные со-
противления цепей; Lx, L2 — индуктивности
цепей; /?з, L3 — активное сопротивление и ин-
дуктивность общей для обеих цепей части
вторичного контура; Mi2, Mi3, М2з — взаимные
индуктивности
детали таковы, что загруз-
ка ее в пресс возможна с
одной стороны машины,
то тогда, очевидно, мож-
но будет установить вто-
рой трансформатор и
присоединить его к пли-
там пресса так, как по-
казано на рис. 2.18. Схе-
ма замещения пресса с
двумя параллельными
цепями показана на
рис. 2.19.
Токи холостого хода
трансформаторов при-
няты бесконечно малы-
ми, коэффициенты транс-
формации kT — равными. Эквивалентное сопротивление маши-
ны, приведенное ко вторичной цепи,
Уп — (гз 4- jaM)2
+ гп — 2 (г3 + jaM)
где Zi и zn — сопротивление короткого замыкания пресса с од-
ним правым или одним левым трансформатором,
z3 — ^3 + /®^3>
7W = Л113 -Т Л113 ф М23.
Если сопротивления левой и правой цепей одинаковы, т. е.
zi = z2 и М23 = М13,
то
z = -yO + «/).
где
= z3 + jwM
Z1
2i
Так как у > 0, то z „
2
Эффект от подключения второй параллельной цепи тем зна-
чительнее, чем меньше гз и взаимные индуктивности Л113 и ТИгз-
При малой высоте электродов z3 невелико и z\ ~ Л- [73]. Часто
при рельефной сварке сопротивление сварочного контакта мало
Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
65
по сравнению с. сопротивлением машины. Поэтому включение
второй параллельной цепи питания позволяет снизить мощность
машины Р I2z почти вдвое при заданном токе либо во столько
же раз увеличить ток при полном использовании мощности па-
раллельно работающих трансформаторов.
Диаметральное расположение трансформаторов может ока-
заться не всегда удобным. Тогда токоведущие цепи можно раз-
местить под углом 90°. При этом несколько возрастает сопротив-
Рис. 2.20. Вторичный контур
стыковой машины К-190
ленпе короткого замыкания вслед-
ствие увеличения магнитной свя-
зи между цепями. В рассмотрен-
ном примере количество парал-
Рис. 2.21. Вторичный контур под-
весной рельсосварочной машины
К-255Л
дельных цепей может быть увеличено до трех, при этом эффект
снижения сопротивления будет еще более значительным. Прессы
для рельефной сварки с двумя параллельными цепями находят
практическое применение.
Способ снижения сопротивления короткого замыкания маши-
ны путем введения дополнительной одной или даже нескольких
параллельных цепей широко используется в специализированных
стыковых машинах Института электросварки им. Е. О. Патона.
На рис. 2.20 схематически показана электрическая силовая часть
стыковой машины К-190 проходного типа. Машина предназна-
чена для стыковой сварки различного профильного проката, в
том числе и рельсов с поперечным сечением до 10 000 льп2. Сопро-
тивление короткого замыкания машины не превышает 70 мком.
Подвесная рельсосварочная машина К-255Л имеет два встро-
енных трансформатора (рис. 2.21). Сопротивление короткого за-
chipmaker.ru
66
Вторичная цепь контактной машины
мыкания машины этого типа составляет ~90 мком. Во вторич-
ную токоведущую цепь входят элементы — штоки машины, на ко-
торые напрессованы гильзы из медного сплава. Благодаря этому
удалось вынести из зоны обыскрения гибкие элементы и располо-
жить их в закрытой части машины, там, где находятся трансфор-
маторы.
В машине для сварки труб диаметром до 219 мм установле-
но четыре трансформатора, образующих четыре параллельные
Рис. 2.22. Кольцевой транс-
форматор для стыковой
сварки труб
цепи. Сопротивление короткого за-
мыкания машины ~ 50 мком. Если
вспомнить, что сопротивление корот-
кого замыкания универсальных сты-
ковых машин вне зависимости от
мощности чаще всего составляет
200—300 мком, то станут очевидны-
ными преимущества специализированных стыковых машин с не-
сколькими параллельными цепями.
Дальнейшим развитием идеи увеличения числа параллельных
электрических цепей и сокращения их длины являются так назы-
ваемые контурные трансформаторы. Отличительная особенность
трансформаторов этого типа состоит в том, что магнитная систе-
ма каждого из них в какой-то мере повторяет контуры сваривае-
мого изделия. Например, сердечник трансформатора для сварки
труб (рис. 2.22) представляет собой кольцо, набранное из элек-
тротехнической стали. На сердечнике равномерно распределена
первичная обмотка, а вторичный виток выполняет также функции
кожуха, защищающего первичную обмотку от возможных меха-
нических повреждений, брызг расплавленного металла и пр. Сва-
риваемые трубы проходят через окно трансформатора. Благо-
даря осевой симметрии и малой длине вторичной цепи удается
получить весьма малые значения сопротивления короткого за-
мыкания, необходимые для обеспечения устойчивого оплавления
труб с большим поперечным сечением. Так, сопротивление корот-
Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин
67
кого замыкания кольцевого трансформатора для сварки труб
диаметром 720 л;л/ (площадь поперечного сечения свыше
20 000 м.чг) находится в пределах 8—12 мком.
Рис. 2.24. Трансформатор для стыко-
вой сварки листов
Рис. 2.25. Пресс с коль-
цевым трансформатором
Кольцевой трансформатор может быть расположен не только
снаружи трубы, но и внутри нее (рис. 2.23). Такая конструкция
трансформатора пригодна для сварки труб больших диаметров
(более 720 мм). Правда, при расположении трансформатора
Рис. 2.26. Силовая часть ма-
шины для приварки заглу-
шек к клапанам
Рис. 2.27. Схема точечной
сварки с односторонним
подводом тока, допускаю-
щая использование кольце-
вых трансформаторов
chipmaker.ru
68 Вторичная цепь контактной машины
внутри трубы возникает больше ограничений в отношении сниже-
ния сопротивления короткого замыкания и обеспечения необхо-
димого охлаждения магнитной системы и обмоток. Однако при
больших диаметрах труб эти трудности, как показывает опыт,
могут быть преодолены.
В машинах для стыковой сварки листов целесообразно при-
менение трансформаторов с прямоугольным сердечником
(рис. 2.24). Возможен как односторонний, так и двусторонний
токоподвод.
При использовании узкоспециализированных контурных
трансформаторов возможны такие варианты конструкций машин,
при которых отпадает надобность разделения ее на две изоли-
рованные в электрическом отношении части. Это возможно в том
случае, когда элементы конструкции машины образуют цепь, па-
раллельную вторичному витку, и не проходят через окно транс-
форматора.
Имеется положительный опыт применения кольцевых транс-
форматоров в специализированных прессах для рельефной свар-
ки (рис. 2.25). С помощью кольцевого трансформатора удавалось
получать ток при рельефной сварке сплошных замкнутых швов,
достигающий 145 ка при мощности 620 ква. Если бы для этой
цели использовалась машина обычной конструкции, то потребо-
валось бы в 5—6 раз большая мощность (при 50 гц).
Перспективно применение кольцевых трансформаторов для
рельефной или точечной сварки при’одностороннем подводе тока.
На рис. 2.26 показана схема электрической части машины для
заварки заглушек клапанов двигателей внутреннего сгорания.
Машина имеет в несколько раз меньшую мощность, чем обычная
универсальная машина, необходимая для той же цели.
Не исключено, что для точечной сварки листовых конструк-
ций из легких сплавов в дальнейшем также найдут применение
кольцевые трансформаторы (рис. 2.27)
РАЗДЕЛ
Chlpmaker.ru
УПРАВЛЕНИЕ
ПРОЦЕССАМИ
СВАРКИ
(МАШИНЫ
ПРОМЫШЛЕННОЙ
ЧАСТОТЫ)
chipmaker.ru
Г л а в a 3
УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССАМИ ТОЧЕЧНОЙ И ШОВНОЙ
(РОЛИКОВОЙ) СВАРКИ
§ 7. КЛАССИФИКАЦИЯ СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ
ПРОЦЕСС сварки характеризуется некоторыми пара-
Iметрами, которые являются либо постоянными, ли-
бо изменяются во времени по определенной программе. Основ-
ными параметрами режима точечной сварки являются: а) сва-
рочный ток, б) время протекания сварочного тока, в) усилие
сжатия электродов, г) размеры рабочей поверхности электро-
дов. Режим роликовой сварки характеризуется еще и скоростью
перемещения свариваемых деталей.
Качество сварной точки определяется ее размерами, струк-
турой и свойствами, зависящими от условий нагрева, охлажде-
ния и пластической деформации в зоне сварки. Получение ядра
с требуемыми размерами зависит от точности задания парамет-
ров режима. Задание параметров режима и их изменение в про-
цессе сварки обеспечиваются специальной аппаратурой уп-
равления.
При помощи систем управления можно регулировать
следующие параметры процесса сварки (рис. 3.1): 1) электриче-
ские параметры (ток, напряжение, мощность); 2) время сварки;
3) усилие сжатия электродов; 4) скорость сварки (для шовной
роликовой сварки). Кроме того, возможно управлять некоторы-
ми вспомогательными операциями и перемещением изделия под
электродами.
Системы управления электрическими параметрами сварочно-
го процесса по принципу действия могут быть разделены на
четыре основные группы [93]:
1. Системы жесткого управления.
2. Системы с автоматической компенсацией.
3. Системы автоматического регулирования (по отклонению
регулируемой величины).
4. Комбинированные системы жесткого управления автома-
тической компенсации и регулирования.
Системы жесткого управления (рис. 3.2) нашли наиболее
широкое применение в машинах для точечной и шовной сварки.
chipmaker.ru
72 Управление процессами точечной и шовной сварки
В этих системах управляющее воздействие не зависит от дей-
ствительного хода сварочного процесса, поэтому возмущения
В], .... В„, возникновения и действия которых нельзя предусмот-
реть, не учитываются в процессе сварки. К возмущениям, дей-
Рис. 3.1. Классификация систем управления процессами точечной и шовной
сварки
ствующим на объект управления, относятся: колебания напряже-
ния сети, изменение индуктивного и активного сопротивлений
сварочной цепи, изменение диаметра и чистоты рабочей поверх-
ности электродов, а также давления между ними и др.
Большим преимуществом жесткого управления является про-
стота аппаратуры и безынерционность изменения электриче-
ских параметров..
Классификация систем управления
73
S/ Вг Bi
Рис. 3.2. Блок-схема системы жестко-
го управления (обозначения см.
рис. 3.3)
Наиболее распространенной является система жесткого уп-
равления, обеспечивающая задание времени сварки и неизме-
няющегося во времени сварочного тока tce — const, /се = cosnt.
К таким системам относятся прерыватели типа ПИТ и ПИШ
завода «Электрик», реле времени типа РВЭ, декатронные регу-
ляторы времени типа РВД, разработанные в ИЭС им. Е. О. Па-
тона, и т. д. При четкой и надежной работе этих систем обеспе-
чивается высокое качество сварных швов для целого ряда
широко распространенных металлов при малых возмущениях.
Более совершенной яв-
ляется система, обеспечива-
ющая режим tCB = const,
I Св ~ /(/). Действующее зна-
чение сварочного тока может
изменяться по определенно-
му наперед заданному зако-
ну. Для управления свароч-
ным током во времени необ-
ходимо подать на вход фазо-
вращателя напряжение, фор-
ма которого будет опреде-
лять изменение сварочного
тока. Например, для осу-
ществления плавного нарастания сварочного тока применяют-
ся модуляторы, в которых на вход фазовращателя подается
напряжение, изменяющееся по закону f(t) = Л(1 —е т ) [2, 9].
В ряде случае/"с технологической точки зрения желательно
иметь возможность выбирать наиболее выгодный закон измене-
ния сварочного тока. Тогда необходимо применять программи-
рующие устройства, обеспечивающие любой наперед заданный
закон изменения тока [91, 92]. Такие устройства разработаны в
ИЭС им. Е. О. Патона и описаны в § 13.
Разновидностью систем жесткого управления являются уст-
ройства, обеспечивающие режим многоимпульсной сварки,
например, горячекатаного металла без удаления окалины и
сталей, имеющих повышенную склонность к закаливанию [15,
30]. В первом случае система должна обеспечивать широкое
варьирование формы и числа импульсов сварочного тока, а во
втором — форму и длительность импульса термической обра-
ботки.
В отличие от систем жесткого управления более стабильную
сварку позволяют осуществить системы с воздействием по воз-
мущениям (с автоматической компенсацией). Сохранить задан-
ную выходную величину можно путем введения в систему
жесткого управления устройств, компенсирующих влияние каж-
chipmaker, ru
Управление процессами точечной и шовной сварки
дого из возмущений (рис. 3.3). Для этого необходимо измерить
возмущение, соответствующим образом преобразовать его с
помощью специального устройства и подать на вход объекта
управления в виде дополнительного воздействия
иех = иех±ыеХк-
(3.1)
здесь UeXo — входная величина, жестко заданная программи-
рующим устройством;
—дополнительное воздействие, подаваемое на вход
системы, и компенсирующее влияние данного
возмущения на выходную величину.
Аналогично компенсируются все остальные возмущающие
воздействия.
При этом выражение (3.1) определяется следующим образом:
п
ивх = ивх + У
ОЛ ВХ0 —— ОХЦ1
Регулировочные характеристики сварочных
нелинейны, поэтому создание компенсирующих
вг вп
Рис. 3.3. Блок-схема системы автома-
тической компенсации:
ОР — объект регулирования; УФУ — узел
фазового управления; БЗВ — блок зада-
ния времени; БЗТ — блок задания тока;
КУ — компенсирующее устройство
машин / = f(«)
устройств пред-
ставляет собой достаточно
сложную задачу. Величины
дополнительных воздействий
будут существенно зависеть
от заданных программирую-
щим устройством углов
включения управляемых вен-
тилей. Применение вычисли-
тельных устройств позволит
значительно повысить точ-
ность компенсации. Однако
применение большого коли-
чества компенсирующих вы-
числительных устройств мо-
жет сильно усложнить систе-
му управления.
Большим преимуществом
рассматриваемых систем яв-
ляется возможность без-
ынерционной отработки возникающих возмущений. Замкну-
тые системы автоматического управления, использующие
принцип обратной связи, позволяют независимо от причин,
вызвавших изменение регулируемой величины, поддерживать
ее с определенной точностью. Такие системы широко применя-
ются в контактной сварке [134, 139—141, 151]. Основным недо-
Классификация систем управления
75
статном их является некоторая инерционность, появляющаяся
в результате введения в регулятор инерционных звеньев для
обеспечения устойчивости системы, содержащей в качестве ис-
полнительных элементов управляемые вентили (игнитроны, ти-
ристоры) .
Комбинированные системы управления, использующие прин-
цип автоматической компенсации и обратной связи по регули-
руемой величине, являются наиболее совершенными. Они
обеспечивают высокую точность регулирования при достаточном
быстродействии. Системы замкнутого типа подробно рассмот-
рены в гл. 4.
По управляющему воздействию системы автоматического
управления можно разделить на следующие группы:
1. Системы, в которых управление осуществляется путем
изменения вторичного напряжения за счет переключения ступе-
ней сварочного трансформатора. Этот способ обычно приме-
няется для изменения регулируемой величины в широких преде-
лах при подборе режима сварки. Для регулирования быстро
протекающих процессов точечной и шовной сварки этот способ
не пригоден.
2. Системы, в которых регулятор воздействует на величину
сварочного тока за счет изменения угла включения управляемых
вентилей. Этот способ управления наиболее распространен
вследствие безынерционности отработки задания и удобства
практической реализации. Многие устройства управления сва-
рочным процессом работают на этом принципе.
Кроме фазового управления, может быть применено также и
амплитудное управление. Однако этот способ почти не приме-
няется из-за отсутствия мощных управляемых элементов и мо-
жет быть использован только в сварочных установках малой
мощности. В качестве управляемых элементов можно применить
электронные лампы или полупроводниковые триоды.
3. Системы, обеспечивающие изменение давления в процессе
сварки. Управляющим воздействием является напряжение на
катушке пневмоклапана. Если давление необходимо изменять
по определенному заданному закону, то это обеспечивается за
счет включения пневмоклапанов в определенные моменты вре-
мени. Устройство управления должно выработать напряжение,
которое подается на катушку пневмоклапана.
4. Системы, в которых регулируется скорость сварки. В дан-
ном случае управляющим воздействием является напряжение на
электродвигателе либо другом электромеханическом устройстве,
обеспечивающем изменение скорости. Регулировать скорость
необходимо при шовной сварке изделий переменной толщины.
В производственных условиях большое значение имеет ста-
бильность повторяемости режима сварки, которая в значптель-
chipmaker.ru
76 Управление процессами точечной и шовной сварки
лой мере зависит от способа задания режима. По способу
задания режима сварки системы управления можно разделить
на две группы:
1. Задание режима при помощи различных потенциометров,
переключателей, штеккеров, кнопок, тумблеров и т. п. Такой
способ задания удобно применять в лабораторных и производ-
ственных условиях.
2. Задание режима при помощи программоносителя, в каче-
стве которого можно использовать перфокарту, перфоленту,
киноленту, магнитную ленту и др. Перфокарта является на-
иболее удобным носителем информации для быстро протекаю-
щих процессов контактной сварки. При помощи перфокарт
обеспечивается жесткая технологическая дисциплина, большая
точность и стабильность повторяемости режима сварки.
Путем автоматической смены перфокарт можно автомати-
зировать процесс сварки крупных изделий, когда вследствие
переменной толщины изделия или различного сочетания толщин
необходимо изменять режим от точки к точке или для группы
точек.
Перфокарту можно использовать для записи различных тех-
нологических команд (например, изменение усилия сжатия
электродов), а также 'команд для управления различными
узлами сварочной машины и транспортными операциями.
Системы управления можно также классифицировать по
параметру обратной связи и компенсирующей величине. Однако
этот вопрос относится к системам с обратными связями и рас-
смотрен в гл. 4.
§ 8. ОСОБЕННОСТИ УПРАВЛЕНИЯ
ПРИ ПОМОЩИ ИГНИТРОНОВ И ТИРИСТОРОВ
Управление сварочным током обычно осуществляется при
помощи игнитронного контактора. Игнитронный контактор пред-
ставляет собой два игнитрона, включенных встречно-параллель-
но (рис. 3.4, а).
В последнее время вместо игнитронов стали применять полу-
проводниковые кремниевые управляемые выпрямители — тири-
сторы (рис. 3.4, б). Это более совершенные и надежные приборы.
Включение игнитронного контактора производится импульсом то-
ка, подаваемого в цепь поджигателя.
В сварочной технике используются схемы зависимого и неза-
висимого поджигания игнитронов. В схеме зависимого поджи-
гания положительное напряжение подается с анода игнитрона
через тиратрон в цепь поджигателя (рис. 3.5, а). После зажи-
гания игнитрон шунтирует дугу поджигателя и горящий тира-
трон. Ток и напряжение на поджигателе зависят от величины
Особенности управления при помощи игнитронов и тиристоров
77
анодного напряжения. Схемы зависимого поджигания игнитронов
широко применяются в сварочной аппаратуре.
В схемах независимого поджигания игнитронов параметры
поджигающего импульса не зависят от напряжения анодной
цепи игнитрона, поскольку здесь имеется собственный источник
питания (рис. 3.5,6). Обычно применяется батарея конденса-
торов, которая заряжается от отдельного источника и разря-
жается через тиратрон, обеспечивая требуемый импульс поджи-
гания. Такая схема несколько сложнее предыдущей, но обеспе-
чивает более надежное зажигание игнитронов, особенно при
низких анодных напряжениях и углах зажигания, близких к О
или 180°.
Рис. 3.5. Схемы поджигания игнитронов; БУ — блок управления
Смещая момент подачи поджигающего импульса относитель-
но напряжения сети, можно регулировать действующее значение
сварочного тока. Особенностью работы игнитронного контактора
является потеря управляемости игнитронов в каждом полупе-
риоде после их зажигания до прохождения тока через нулевое
значение.
Игнитронные контакторы обладают существенными преиму-
ществами перед электромеханическими контакторами. Основным
преимуществом является синхронность включения и выключения.
chipmaker.ru
78
Управление процессами точечной и шовной сварки
При помощи фазового метода включение контактора можно
производить в строго определенные моменты времени, что ис-
ключает возможность появления постоянной составляющей в
первичном токе сварочного трансформатора. Отключение игни-
Рис. 3.6. Схема замещения
сварочной машины
тронного контактора происходит автоматически в момент про-
хождения тока через нулевое значение. При отключении
электромеханического контактора ток в цепи, в общем случае,
не равен нулю, поэтому между контактами образуется электри-
ческая дуга за счет электромагнитной энергии, накопленной в
сварочном трансформаторе. Все сказанное относится также и к
тиристорным контакторам. Игни-
тронные и тиристорные контакторы
имеют малое время включения. Для
игнитронного контактора оно равно
нескольким десяткам микросекунд,
а для тиристорного — нескольким
единицам микросекунд. Таким об-
разом, тиристорный контактор мо-
жет быть использован для коммута-
ции тока повышенной частоты (до
нескольких килогерц).
При помощи игнитронных и тири-
сторных контакторов возможно осуществить плавное регулирова-
ние сварочного тока за счет фазового метода. Указанные преиму-
щества обеспечили широкое распространение игнитронных кон-
такторов.
Необходимо учесть, что тиристоры более чувствительны к
перегрузкам, чем игнитроны. Поэтому схемы тиристорных кон-
такторов необходимо снабжать устройствами защиты от пере-
грузок по току и перенапряжений. В случае превышения сред-
недопусгимого тока устройство защиты должно отключить цепь
управления, чтобы прекратить подачу включающих импульсов.
Защита от перенапряжений выполняется при помощи динисторов
или конденсаторов, которые включаются параллельно тири-
сторам.
Рассмотрим некоторые особенности работы игнитронных и
тиристорных контакторов. Наибольший интерес представляют
регулировочные характеристики, устанавливающие связь между
действующим значением сварочного тока и углом включения
управляемого вентиля [95].
Упрощенно сварочная машина может быть представлена
схемой замещения (рис. 3.6.). Здесь и = Um sin (со/ + а)—напря-
жение источника питания; а — угол включения управляемого
вентиля; г, L — приведенные значения активного сопротивления
и индуктивности; К — встречно параллельно включенные управ-
ляемые вентили, время ионизации и деионизации которых не
Особенности управления при помощи игнитронов и тиристоров
79
учитываем; Ug — падение напряжения на игнитроне или
тиристоре. Для рассматриваемой цепи справедливо уравнение
Uт sin (со/ + и.) = ir 4- L ——Ug.
dt
В относительных единицах получим
Um sin (со/ + а) = i' -J- Т —-----------------И е,
dt
(3.2)
где
I со/. . L
i = ------- : tg ср =------; — = Т; е = —-
Л» Г Г ит
COS Гр
Падением напряжения на вентилях практически можно пре-
небречь, при этом решение уравнения (3.2) будет
/' = sin (6 -f- а — ср) — sin (а — ср) е ctg ф. (3-3)
В момент естественного погасания управляемых вентилей
ток I' = 0, а продолжительность его протекания ). = ап — а,
где — угол погасания. Значение Z. определяется из уравнения
(3.3), если в нем принять I' = 0, 6 = а,г.
Для расчета регулировочных характеристик сварочной цепи
находим действующее значение тока по формуле
/ А/со
/, = )/
Произведя соответствующие преобразования, получим
-----[sin 2 (X ф- а — ср) —sin 2 (а — ср)] —sin ср X
— / X sin (а — ср) [е-х ctg ’’sin (X 4- а) — sin а] —
lz _ sin2 (а _ (p)tg q> г -2>. ctg<₽ 11
* 2л * L J
(3.4)
Для чисто активной нагрузки выражение (3 4) значительно
упрощается:
Д = |/-^=^- + -/-sin2a. (3.5)
I 2л 4л
При помощи выражений (3.4) и (3.5) построены регулировоч-
ные характеристики I = f (ct) для четырех случаев нагрузки:
I chlpmaker.ru
80
Управление процессами точечной и шовной сварки
(р = 0; ф — 30°; ср = 60°; <р = 75° (рис. 3.7). Практически харак-
теристика, соответствующая <р = 0, не может начинаться со
значений а = 0, так как анодное напряжение при этом равно 0
и включение управляемых вентилей не произойдет. Реальный
диапазон изменения углов включения вентилей ограничивается
областью а — л. Пользуясь семейством регулировоч-
ных характеристик, можно определить значение сварочного тока
по заданному углу' включения вентилей а. Кроме того, может
быть решена и обратная задача: для требуемого сварочного то-
ка можно найти необходимый угол включения управляемых
вентилей. Аналитиче-
ски эта задача решает-
ся приближенно [3].
Таким образом, за
счет изменения угла
включения управляе-
мых вентилей возмож-
но задавать требуемую
форму импульса сва-
рочного тока, обеспечи-
вая необходимые техно-
логические циклы.
Рис. 3.7. Регулировочные характеристики сва- Действующее значе-
рочной машины ние тока можно урегу-
лировать также за счет
изменения утла принудительного гашения вентилей (88]. Сущность
метода заключается в следующем. Управляемые вентили, вклю-
ченные встречно-параллельно и последовательно со сварочным
трансформатором, отпираются импульсами напряжения, анало-
гично тому, как это имело место при обычном фазовом регули-
ровании. Через некоторое время к катоду управляемого вентиля
прикладывается положительный потенциал относительно анода,
что вызывает отключение этого вентиля. Сварочный ток при этом
прекращается. Смещая момент принудительного гашения венти-
лей, можно изменять действующее значение сварочного тока.
Этот метод управления имеет преимущество, заключающееся
в возможности регулирования тока после включения вентилей и
до момента естественного выключения, когда ток проходит через
нулевое значение. Наиболее рациональная область применения
этого метода — регулирование кратковременных процессов то-
чечной и шовной сварки.
Работа схемы принудительного гашения вентилей происходит
следующим образом (рис. 3.8). Узел фазового управления УФУ
обеспечивает включение одного из вентилей в определенные
моменты времени (угол включения а). Вентиль находится в
Особенности управления при помощи игнитронов и тиристоров
81
проводящем состоянии, что соответствует протеканию тока через
сварочный трансформатор СТ. В момент времени, соответствую-
щий углу выключения вентиля |3, от генератора ГИ подается
поджигающий импульс на сетку тиратрона Т1. Тиратрон поджи-
гается и подключает конденсатор С1 к сварочному трансфор-
матору. Конденсатор С1, предварительно заряженный через
диод Д1 до напряжения U, разряжается через первичную обмот-
ку сварочного трансформатора СТ так, что к катоду управляемо-
го вентиля прикладывается положительный потенциал, а к
Рис. 3.8. Схема принудительного гашения управ-
ляемых вентилей
аноду — отрицательный. Управляемый вентиль выключается и
прекращается протекание тока через трансформатор.
Напряжение, до которого заряжается конденсатор С1, и
величина емкости выбираются такими, чтобы они обеспечивали
устойчивое выключение вентиля в заданные моменты времени.
В следующем полупериоде схема работает аналогичным об-
разом.
На рис. 3.9 показана форма напряжений на конденсаторах
С\ и С2, а также сварочный ток ice. Для упрощения принято, что
cos ф ~ 1. В моменты времени ?3, /5 и т. д. вентили включают-
ся, а в моменты /2, 4 на сетки тиратронов 7\ и подаются
поджигающие импульсы и происходит выключение вентилей.
Применение метода принудительного отключения вентилей
дает возможность регулировать сварочный ток и соответственно
нагрев деталей не только за счет угла включения управляемых
вентилей, но также и за счет угла выключения этих вентилей.
С целью определения регулировочных характеристик сварочной
машины найдем среднеквадратичное значение тока при регули-
chipmaker.ru
82
Управление процессами точечной и шовной сварки
ровании нагрева путем изменения угла принудительного выклю-
чения вентилей.
i2 (6) de,
(3.6)
где i(6) — мгновенное значение тока в относительных единицах;
ct — угол включения вентилей;
р — угол выключения вентилей.
Мгновенное значение тока в относительных единицах равно
е
i = sin (6 + а — у) — sin (а — ф) е tg (3.7)
где
6 = со/;
Ф — arctg------;
г
L, г — приведенные значения индуктивности и активного
сопротивления.
Подставим выражение (3.7) в (3.6). После промежуточных
преобразований получим
1 ( 0 1₽ 1 - О/Д , X
— I—-----------sin 2 (6 + а — ф)
л ( 2 |а 4
е
₽ + 2 sin (а — ф) х
а
sin (0 + к — <?) . /п , , 1 I ₽ /о ох
-- —!------— -f- cos (6 + а — ф) —. (3.8)
tg (р Jia
-ЛЁ. п
— sin2 (а — ф) е tg >
2 а'
На основании формулы (3.8) построена регулировочная ха-
рактеристика I = f(|3) при a = ф (рис. 3.10).
По этой характеристике можно определить ток при различ-
ных углах выключения р и подобрать требуемый нагрев для
сварки данного металла. Можно решить также и обратную
задачу: для необходимого сварочного тока определить требуе-
мый угол выключения вентилей.
Особенности управления при однополупериодной сварке.
Регулирование нагрева свариваемых деталей, когда время свар-
ки составляет несколько периодов и больше, осуществляется за
счет изменения угла включения управляемых вентилей. В этом
случае температура свариваемых деталей не зависит от формы
Особенности управления при помощи игнитронов и тиристоров
83
импульса тока в каждом полупериоде, а определяется только
действующим значением сварочного тока. Это положение спра-
ведливо для сварки деталей толщиной 0,5 мм и выше, когда
тепловая постоянная времени этих деталей значительно боль-
ше, чем время одного полупериода тока промышленной ча-
стоты.
Если же свариваются детали малых толщин (0,1—0,2 мм),
то существенное значение в процессе теплообразования имеет
форма импульса тока в каждом полупериоде. В предельном
случае, когда сварка производится одним полупериодом тока
промышленной частоты, большое внимание должно быть уделено
обеспечению требуемой формы сварочного импульса.
Рис. 3.9, Напряжения в
различных узлах схемы
гашения
Рис. 3.10. Зависимость тока
от угла выключения
При однополупериодной сварке форма переднего фронта
импульса сварочного тока в большой степени определяет ско-
рость выделения тепла. От скорости выделения тепла, в свою
очередь, зависит вероятность возникновения выплесков жидкого
металла, которые снижают прочность соединения и нарушают
целостность отдельных узлов и деталей, находящихся вблизи
места сварки. В некоторых случаях выплески могут полностью
вывести из строя свариваемый узел, как это иногда имеет место
при сварке электровакуумных приборов [83]. В электровакуум-
ной и приборостроительной промышленности проблема устра-
нения выплесков является одной из основных, поэтому вопросу
формирования сварочного импульса должно быть уделено осо-
бое внимание.
Определим взаимосвязь между параметрами сварочной цепи
и формой импульса тока и рассмотрим пути формирования не-
обходимого сварочного импульса.
chipmaker.ru
84
Управление процессами точечной и шовной сварки
Для упрощенной эквивалентной схемы сварочной цепи,
состоящей из последовательно соединенных эквивалентной
индуктивности и активного сопротивления, величина тока в от-
носительных единицах определяется формулой (3.3). По этой
Рис. 3.11. Импульсы сварочного тока
формуле построена за-
висимость Г = f (0) для
различных значений <р
и а (рис. 3.11). Из это-
го графика видно, что
форма импульса и, в
частности, его передний
фронт зависит от уг-
лов ср и ct и может ре-
гулироваться в некото-
рых пределах при помо-
щи изменения этих уг-
лов.
Крутизна передне-
го фронта импульса
тока характеризуется
скоростью нарастания
импульса в начальный момент времени при t — 0:
I I
I dt До
го sin к
sin (f
При любых значениях ср производная
1—1
I dt |t=o
имеет мак-
симум при а = — .
Из семейства кривых
— I = Ца) (рис. 3 12) видно,
I Л |t=o
что наиболее крутой передний фронт импульса тока получается
л , „
при малых углах tp и а = — , а наиоолее пологий — при ооль-
шнх углах <р и ct 0.
Изменяя угол ср за счет введения дополнительного индук-
тивного или активного сопротивления, можно регулировать
скорость нарастания переднего фронта импульса тока. При
увеличении индуктивного сопротивления скорость нарастания
уменьшается, а при увеличении активного сопротивления — уве-
личивается. Если же значение ср задано жестко, то скорость
нарастания импульса тока можно регулировать за счет измене-
ния угла включения управляемых вентилей. При ct = 90° ско-
рость нарастания импульса тока наибольшая. В предельном
случае при а = 0° и ct = 180° скорость наименьшая.
Особенности управления при помощи игнитронов и тиристоров
85
С точки зрения максимального использования мощности
машины необходимо выбирать угол поджигания близким к 0е.
Однако в реальных случаях надо учитывать, что уменьшение
угла ct может привести к пропускам поджигания игнитрона
(при использовании игнитронного контактора) вследствие ма-
лой величины напряжения на аноде в момент включения,
особенно при низком напряжении питания. Для улучшения
условий поджигания необходимо применять схемы независимого
поджигания.
Значительно больший допустимый диапазон изменения угла а
можно получить, если использовать вместо игнитронов полупро-
водниковые управляемые диоды (тиристоры). Тиристоры вклю-
чаются при анодном напряжении в несколько вольт, что практи-
чески дает возможность умень-
шить угол а почти до нуля.
При изменении угла ct одно-
временно с регулированием пе-
реднего фронта импульса изме-
няется и эффективное (также и
амплитудное) значение тока.
Эту нежелательную, в данном
случае, взаимосвязь можно
компенсировать за счет прину-
дительного выключения венти-
ля до естественного перехо-
да тока через нулевое значе-
ние [88].
В результате скорость нара-
стания переднего фронта им-
пульса тока можно задать при
помощи угла включения венти-
ля, а требуемый для сварки
нагрев — при помощи угла вы-
Рис. 3.12. Зависимость скорости
нарастания переднего фронта им-
пульса сварочного тока от угла
включения вентиля
ключей ия.
При сварке деталей малых толщин более удобным и перспек-
тивным способом задания нагрева является амплитудный.
Регулирования амплитуды можно осуществлять вручную, пере-
ключая первичную обмотку трансформатора, или при помощи
автотрансформатора и автоматически при помощи электронных
ламп либо полупроводниковых триодов.
Особенностью однополупериодной сварки является то, что
угол а может быть меньше <р, в то время как при сварке не-
сколькими периодами в этом случае управляемые вентили пере-
ходят в выпрямительный режим. Это приводит к появлению
постоянной составляющей тока, одностороннему подмагничи-
ванию трансформатора и выходу его из строя.
86
Управление процессами точечной и шовной сварки
§ 9. НЕКОТОРЫЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ
СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ
При управлении процессом точечной и роликовой сварки
одним из основных управляющих воздействий является измене-
ние угла включения или выключения вентилей. Наиболее широ-
ко применяется первый способ управления — изменение дей-
ствующего значения тока за счет угла включения вентилей.
Таким образом, регулирующий орган системы управления
является в некотором роде универсальным. Основной задачей
устройства управления является регулирование угла включения
вентилей в процессе сварки а = / (/). Устройством вырабаты-
вается управляющее напряжние, которое подается на вход
фазовращателя. На выходе фазовращателя образуются остро-
конечные импульсы, фаза которых зависит от управляющего
напряжения. Эти импульсы включают управляемые вентили в
заданные моменты времени.
Кроме того, регулируются и другие параметры сварки: уси-
лие сжатия электродов, скорость сварки, некоторые вспомога-
тельные операции и т. д. Как правило, здесь требуется наличие
либо отсутствие сигнала на управляющем органе, поэтому
построение устройств, обеспечивающих подачу команд, не вызы-
вает особых трудностей. Описанные ниже универсальные
программирующие устройства совмещают в себе функции зада-
ния сварочного тока и управляющих сигналов для пневмоклапа-
нов и других органов управления.
Рассмотрим различные принципы построения устройств
управления с учетом требований, предъявляемых к ним, а также
функций, выполняемых ими в системе автоматического управ-
ления сварочным процессом. Для управления быстро протекаю-
щими процессами точечной и роликовой сварки разработаны
специальные устройства. Одной из основных задач таких уст-
ройств является задание формы и длительности импульса тока.
Задание формы импульса тока. В простейшем случае устрой-
ством, задающим управляющее напряжение для регулирования
формы импульса тока, является модулятор, принцип работы ко-
торого основан на заряде или разряде конденсатора (рис. 3.13).
Модулятор дает возможность плавно изменять сварочный ток в
начале или в конце сварки. При этом на вход фазовращателя
подается управляющее напряжение, изменяющееся по закону
/ _ _L\ __L
и = \ 1 — e x / или и = т .
Существует ряд схем модуляторов, работающих на этом
принципе [2, 9]. В настоящее время такие модуляторы широко
применяются в сварочной технике и позволяют во многих слу-
Некоторые принципы построения систем управпения
87
чаях повысить качество выполняемых сварных соединений.
Однако схемы этих модуляторов имеют некоторые недостатки:
1. Эти модуляторы не позволяют задавать форму импульса
тока, отличную от экспоненциальной, что ограничивает техно-
логические возможности процесса сварки.
Рас. 3.13. Принцип работы модулятора:
а — блок-схема; б — форма сварочного тока; Ф — фа-
зовращатель; И К — игнитронный контактор
2. Скорость нарастания управляющего напряжения и соот-
ветственно сварочного тока в начале модуляции больше, чем в
конце:
__г_
du __ Uae т
dt т
гл , „ du Uo , du „ г~.
При /О —= —2- , а при /~>оо— -> 0. Это увеличи-
dt т dt
вает вероятность образования выплесков в начале сварки и
снижает эффективность принципа модуляции.
3. Модуляторы такого типа не исключают возможности
возникновения постоянной составляющей в первичном токе сва-
рочного трансформатора, так как при непрерывном изменении
управляющего напряжения углы включения вентилей в положи-
тельном и отрицательном полупериоде будут различны.
При необходимости иметь форму кривой сварочного тока,
отличную от экспоненциальной, можно использовать модуля-
торы, работающие на другом принципе. Прежде всего это ли-
нейные модуляторы, управляющее напряжение в которых
изменяется по закону и = kt. Схема таких модуляторов может
быть построена на основе генераторов пилообразного напряже-
ния, для которых и — kt при 0 t 6, где 6 -— момент време-
ни, соответствующий окончанию модуляции.
Для практической реализации может быть применена схема
генератора линейно падающего напряжения типа фантастрона
[127]. Используя схемы квадраторов, можно получить квадра-
тичную зависимость управляющего напряжения от времени
и = kit2 при 0 t /]. Такой модулятор обеспечивает плавное
нарастание тока с переменной скоростью, увеличивающейся со
chipmaker.ru
88
Управление процессами точечной и шовной сварки
временем. В этом случае уменьшается вероятность образования
выплесков при включении тока и в момент его нарастания.
Наиболее широкими возможностями обладают модуляторы,
позволяющие задавать любой требуемый закон изменения тока.
Такие модуляторы могут быть построены на фотоэлектрическом
принципе (рис. 3.14). Например, кинопленка с изображением
требуемой формы импульса тока приводится в движение перед
источником света. Модулированный световой поток падает на
фотоэлемент пли фотосопротивление, в цепи которого протекает
ток, изменяющийся по задан-
ной программе. Этот сигнал
является управляющим и
обеспечивает регулирование
угла включения вентилей по
заданному закону. Основ-
ным недостатком этого мето-
да является низкая точность
и сложность изготовления
Рис. 3.14. Блок-схема модулятора, ра-
ботающего на фотоэлектрическом
программы.
Задание
длительности
принципе:
ФС — фотосопротивление; У — усилитель;
Ф — фазовращатель; И К — игнитронный
импульса тока и различных
сварочных операций. Для за-
контактор дания времени сварки или
отдельных операций в сва-
рочной технике используются различные реле времени, работаю-
щие на принципе заряда или разряда конденсатора. Длитель-
ность всего сварочного цикла или каждой операции задается сле-
дующим образом. В момент включения ключа К (рис. 3 15) кон-
денсатор С, предварительно заряженный до напряжения Дг>, на-
чинает разряжаться на сопротивление R. Через некоторое время t,
когда напряжение на конденсаторе понизится до уровня реаги-
рования IIр, происходит срабатывание исполнительного реле и
выдержка времени заканчивается.
Во втором случае (рис. 3.16) в момент включения ключа К
конденсатор С начинает заряжаться до напряжения питания До.
В момент t, когда напряжение на конденсаторе достигнет уровня
реагирования Др, происходит срабатывание исполнительного
реле и выдержка времени заканчивается.
Устройства, работающие на этом принципе, широко известны
и описаны во многих работах [2, 20]. Основным недостатком
схем является колебание выдержки времени при действии раз-
личных возмущений, что приводит к снижению качества сварки.
Дискретный принцип программирования. Наиболее совершен-
ным с точки зрения решения общих задач задания формы и
длительности сварочного импульса является метод программи-
рования режимов, основанный на дискретном принципе.
Некоторые принципы построения систем управления
89
Особенность аппаратуры управления быстро протекающими
процессами контактной сварки, заключающаяся в потере управ-
ляемости вентилей в каждом пол\периоде до прохождения тока
через нулевое значение, дает возможность задавать напряжение
программы для формы импутьса тока не в виде непрерывной
Рис. 3.15. Схема задания
времени, основанная на
принципе разряда кон-
денсатора: ОР — орган
реагирования
Рис. 3.16. Схема задания времени,
основанная на принципе заряда
конденсатора: ОР — орган реаги-
рования
Рис. 3.17. Ступенчатое задание управляющего напря-
жения:
а — через период; б — через полпериода
кривой, а ступенчато (рис. 3.17, а, б). Величина ступеньки уп-
равляющего напряжения остается постоянной в течение каждого
периода или полупериода. Такой способ задания программы
имеет ряд преимуществ:
1. Задание и отсчет времени сварочного цикла или отдельных
операций можно производить дискретно, синхронно с сетью
с точностью до одного периода или полупериода при помощи
различных электронных цифровых устройств [42, 84, 91, 1111
Это повышает точность и надежность работы программирующих
устройств.
chipmaker.ru
90
Управление процессами точечной и шовной сварки
2. Точность задания величины каждой ступеньки напряжения
выше, чем при использовании непрерывных задатчиков про-
граммы (например, фотоэлектрических).
3. Для задания амплитуды напряжения программы исполь-
зуется числовой метод и, таким образом, производится кванто-
вание не только по времени, но и по уровню, что повышает по-
мехоустойчивость и надежность системы.
4. Точность аппроксимации заданной формы импульса тока
зависит от числа ступенек управляющего напряжения и может
быть обеспечена высокой.
5 Дискретность записи в сочетании с числовым методом
позволяет легко наносить программу режима на перфокарту
Рис. 3.18. Блок-схема программирующего устройства:
/7 — перфокарта; СУ — считывающее устройство; БРВ —
блок развертки программы во времени; БРА — блок раз-
вертки программы по амплитуде
и в дальнейшем автоматически воспроизводить ее при помощи
программирующего устройства.
6. Ступенчатое напряжение программы удобно сравнивать
с измеряемой величиной в программных автоматических регу-
ляторах, так как в последних быстродействующий измеритель-
ный узел обеспечивает на выходе ступенчатое напряжение, про-
порциональное эффективному значению сварочного тока [94].
Упрощенная блок-схема такого программирующего устрой-
ства показана на рис. 3.18. Программа сварочного режима, а
также некоторые технологические и вспомогательные команды
вводятся в программирующее устройство при помощи перфокар-
ты или переключателей. Считывание производится контактным
либо бесконтактным способом. В случае подвижной перфокарты
развертка во времени осуществляется синхронным двигателем
[92], а при неподвижной перфокарте информация разворачивает-
ся во времени электронным устройством [91].
Развертка программы во времени жестко синхронизирована
с питающей сетью и фактически производится по периодам на-
пряжения сети. Эти функции выполняет блок развертки про-
граммы во времени.
Для получения управляющего напряжения программы при-
меняется блок амплитудной развертки. Выходное напряжение
из этого блока подается на фазовращатель, где вырабатываются
Некоторые принципы построения систем управления
91
остроконечные импульсы, включающие управляемые вентили
в определенные моменты времени.
Замена времезадающих элементов, основанных на принципе
заряда или разряда конденсатора, на устройства, использующие
принципы импульсной техники, дает возможность задавать
длительность сварочного цикла и каждой операции с точностью
до одного периода или полупериода, независимо от абсолютной
величины длительности этого цикла, а также независимо от
колебания напряжения сети, изменения окружающей темпера-
туры и прочих возмущений.
В последнее время получили распространение универсальные
программирующие устройства, которые позволяют одновременно
регулировать многие параметры процесса сварки и задавать
любую форму импульса сварочного тока.
Универсальные программирующие устройства (УПУ) обе-
спечивают задание различных сварочных циклов. Например,
цикл, состоящий из четырех операций: сжатие, сварка, проковка,
пауза. Цикл, состоящий из семи операций: сжатие, предвари-
тельный подогрев, сварка, проковка, охлаждение, термообработ-
ка, пауза. Циклы могут быть различными в зависимости от
требуемого режима сварки.
УПУ позволяют точно задавать время, необходимое для
осуществления каждой операции, в широком диапазоне: от
0,01 сек до нескольких секунд. Это очень важно, так как нагрев
свариваемых деталей зависит от времени протекания тока, а
отклонение его от оптимального значения вызывает снижение
качества сварки.
Точность задания управляющего напряжения и соответ-
ственно величины сварочного тока также высока. Это одно из
основных положений, поскольку величина сварочного тока в
значительной степени определяет качество сварки.
УПУ обеспечивает задание любой формы импульса свароч-
ного тока, напряжения или мощности, а также формы импульса
подогрева и термообработки. В ряде случаев для получения
высокого качества сварки некоторых металлов недостаточно
модулировать ток по закону, близкому к экспоненциальному;
необходимо иметь возможность задавать любую форму импуль-
са тока и подбирать наиболее подходящую для данного изделия.
В УПУ имеется жесткая синхронизация с питающей сетью, так
как при работе с управляемыми вентилями для получения
высокой точности отработки программы ее необходимо задавать
дискретно и синхронно с сетью.
4*ПУ позволяет осуществить многоимпульсную сварку. Это
необходимо для сварки некоторых металлов, которые хорошо
свариваются только несколькими импульсами тока, модулиро-
ванными по определенному закону. Имеется возможность
chipmaker.ru
92
Управление процессами точечной и шовной сварки
осуществления сварки одиночными разнополярными импульсами
тока длительностью 0,01 сек и меньше. Такие режимы необхо-
димы при шовной сварке изделии из тонкого металла, например
сильфонов и др.
УПУ позволяет получить в необходимый момент времени
электрические импульсы, управляющие различными узлами
сварочной машины и транспортными операциями. Например,
для получения высокого качества сварки алюминиевых сплавов
в определенный момент времени требуется увеличивать усилие
сжатия электродов, для чего необходимо включать соответствую-
щие электропневматические клапаны. Последовательность
включения клапанов должна быть задана программирующим
устройством.
Для повышения производительности труда необходимо про-
граммировать не только сам процесс сварки, но и перемещения
и установку изделия, а также некоторые технологические и
вспомогательные операции. Команды для управления различны-
ми электрическими устройствами задаются этими же програм-
мирующими устройствами. УПУ дают возможность циклически
повторять программу при шовной сварке и в автоматическом
режиме при точечной сварке.
УПУ обеспечивает задание программы при помощи програм-
моносителя, допускающего многократное использование и
эксплуатацию в условиях сварочных цехов. При этом приме-
няются бесконтактные считывающие устройства или электрон-
ная развертка записанной информации при контактном считы-
вании.
Программу режима сварки можно рассчитывать и записывать
сравнительно простыми способами без применения сложных
вычислительных устройств, что в производственных условиях
является очень важным.
При помощи автоматической смены перфокарт можно изме-
нять режимы при сварке изделий переменной толщины.
Конечно, не во всех случаях необходимы программирующие
устройства, удовлетворяющие всем этим требованиям одновре-
менно. Однако при сварке особо ответственных изделий, когда
к качеств}' соединений предъявляются высокие требования,
применение универсальных программирующих устройств дает
возможность значительно улучшить качество сварных соеди-
нений.
§ 10. АНАЛИЗ ТОЧНОСТИ СХЕМ УПРАВЛЕНИЯ
Схемы управления, работающие на принципе заряда и раз-
ряда конденсатора. Целый ряд схем управления кратковремен-
ными процессами точечной и шовной сварки работает на прин-
Анализ точности схем управления
93
ципе заряда или разряда конденсатора как при задании дли-
тельности цикла или отдельных операций, так и при задании
формы импульса тока.
Задание длительности сварочного цикла. Рассмотрим вопрос
точности задания длительности цикла для схемы, работающей
на принципе разряда конденсатора (см. рис. 3.15). Напряжение
на конденсаторе определяется формулой
t
и — Uoe т .
Срабатывание исполнительного реле происходит при условии
где Uo — напряжение заряда конденсатора;
Up — напряжение реагирования;
т = RC — постоянная времени цепи разряда.
Решив это уравнение относительно /, получим
/ = т1п-^.
Рр
Абсолютная погрешность задания времени А/ при изменении
напряжения Uo на величину Д£70 равна
V = т f In -£о±ДРо _ ln Jh. Y
к Рр Ср J
Больший интерес с точки зрения влияния изменения времени
на режим
А/
сварки представляет относительная погрешность
Обозначив
ния, получим
Со
-?-= п и опуская промежуточные
преобразова-
' *С0 \
,п|- 1+лг)
_ __с о /
U„=var In rJ-
(3.9)
Зависимость Z --= f I ——°.
\ Со У
зана на рис. 3.19. Из этой
при различных значениях а пока-
завпсимостп видно, что величина
chipmaker.ru
94
Управление процессами точечной и шовной сварки
погрешности резко возрастает с уменьшением а. Выбор величи-
ны а при допустимой относительной погрешности удобно произ-
водить по графику § = f(a) при различных ------— (рис. 3.20).
и о
Таким образом, для уменьшения величины относительной
погрешности необходимо увеличивать Uo и уменьшать Up.
I Рис. 3.20. Зависимость £ = f (а) при
Рис. 3.19. Зависимость £ = f ( —— I разряде конденсатора для различных
X иЪ ' Д1/о
при разряде конденсатора ---
б'о
Для задания выдержки можно изменять величину До или
т = RC. С точки зрения уменьшения относительной погрешности
§ выгоднее увеличивать напряжение Uo и уменьшать постоянную
времени т. Это очевидно, так как с увеличением Uo растет а и
соответственно относительная погрешность уменьшается.
Особенностью схем задания времени, использующих прин-
цип разряда конденсатора, является различная величина отно-
.. Дб^о . .. ДГ/q а 'с
сительнои погрешности при-------- > 0 и ------ < 0. 1 ак, для од-
Uo Uo
кого и того же значения а уменьшение напряжения Uo приводит
к большей относительной погрешности, чем его увеличение на
такую же величину.
Относительная погрешность задания времени при изменении
напряжения реагирования Up на величину равна
?= ------------(3.10)
_ V,. In «
Анализ точности схем управления
95
Зависимость g =
г / MJn \
j —- ] при различных значениях а
\ Up /
показана на рис. 3.21. Из этой зависимости видно, что относи-
тельная погрешность £ уменьшается с увеличением а. Для
определения величины а при заданной допустимой величине
погрешности удобно пользо-
Часто в схемах для задания времени сварки, в которых при-
меняются электронные лампы или тиратроны, напряжение Up
зависит от Uo. В этом случае относительная погрешность g равна
Up ~Ь AU0 in
Up -р At/р Up
Если относительное изменение
вызывает такое же
рования Up, то
относительное
питающего напряжения Uo
изменение напряжения реаги-
При р = у g =
0.
In —
г___
~ 1
In ----
t/p
1п —-
Up
chipmaker.ru
96 Управление процессами точечной и шовной сварки
Практически обычно трудно достичь полной инвариантности
погрешности, однако часто, используя это свойство схемы, мож-
но значительно уменьшить относительную погрешность задания
времени.
При изменении параметров цепи /?С, вследствие старения
ее элементов, колебания температуры окружающей среды и т. п.,
величина относительной погрешности выражается следующей
формулой:
U„ и0
£ _ Up __
R.= var RCln—R
Up
Uo Ь'о
(С + ДС)7?1п—^-ЯС1п—°-
t_____________up _ up _______
г " U(} ~ С ‘
С = уаг RC [п
Особенностью схем, применяемых в сварочной технике для
задания времени, является их синхронная работа с напряже-
Рис. 3.23. К определению погрешности при разряде кон-
денсатора с использованием импульсов синхронизации
нием питающей сети. Синхронность обеспечивается благодаря
суммированию напряжения разряда конденсатора с остроконеч-
ными импульсами напряжения в моменты перехода синусоиды
UceTll через нулевое значение (рис. 3.23, а).
С точки зрения анализа удобнее считать, что в моменты
времени и. С, С происходит увеличение напряжения Uv на
величину амплитуды импульса Uu (рис. 3.23,6).
Относительная погрешность задания времени при изменении
С'п в этом случае равна
, U„+№„ , ив
1П --------- — ГП -------
£ _____UР U П________Up Цц
' иГ
1П —;---;—
Up Uu
Анализ точности схем управления
97
Обозначив Up + Uи = U' а = а' и опустив промежу-
иР
точные преобразования, получим
In
In а'
£ =
(З.П)
Так как а' < а, то величина g в выражении (3.11) больше %
в выражении (3.9) при одинаковом При изменении UP
Ua
относительная погрешность задания времени равна
£ =------- U— (3.12)
In а
„ ьир д^р
При одинаковом относительном изменении —- и —— ве-
и'Р
личина относительной погрешности в формуле (3.12) будет
больше, чем в формуле (3.10).
Еще одной особенностью схем задания времени с использо-
ванием синхронизирующих импульсов является то, что погреш-
ность становится дискретной величиной. Так, при изменении
—— или —— величина § будет больше нуля, если
Uo Up
Т
и
или
RC / In
rj.
ьир
— In а
Т,
АЕ„
изменении ------- или
Ur,
^2- погрешность време-
U п
~ 2л
где Т = —.
со
При любом
ни будет изменяться ступенчато. Длительность каждой ступень-
ки AZ = Т в случае подачи синхронизирующих импульсов через
т
период и AZ = — при подаче импульсов через полпериода. На
рис. 3.24 показано, как изменяется погрешность во времени при
7 Заказ 519
chipmaker.ru
98
Управление процессами точечной и шовной сварки
различных значениях относительной непрерывной погрешно-
сти
Таким образом, использование в схемах задания времени
синхронизирующих импульсов позволяет при малых временах
(меньших т0) в некотором диапазоне изменения или
---tu сделать погрешность § = 0. Однако усредненная вели-
Up
чина относительной погрешности в этом случае увеличивается,
1/о
так как уменьшается отношение -jj- = а за счет введения
дополнительно напряжения Uu, т. е. —— = а', а а' < а.
Up иа
Из предыдущего анализа известно, что с уменьшением величи-
ны а относительная погрешность задания - времени § увеличи-
вается.
Рассмотрим погрешность задания времени для схемы, рабо-
тающей на принципе заряда конденсатора (см. рис. 3.16). На-
пряжение на конденсаторе равно
Условие срабатывания исполнительного реле
<70(1-ГТ)=Ц,.
Анализ точности схем управления
99
Решив это уравнение относительно t, получим
t = т In
Ро
Ро — Up
Абсолютная погрешность задания времени при
питающего напряжения Uo равна
Л/ = т f In Uo + -----In--Y
\ UB + MJa-Up U„-Up J
Относительная погрешность равна
In--------------------— In ----------
I I Ar/l1 — 1 “ —1
+ Pn a
c =
a
n0=var ]n-------
a — 1
изменении
(3.13)
Po
где a. = — .
Pp
о s- £ / APO \
Зависимость s = / ----) при различных значениях а пока-
зана на рис. 3.25. Из этой зависимости видно, что величина
относительной погрешности задания времени возрастает с умень-
шением а. Для выбора величины а при заданной допустимой
величине относительной погрешности удобно пользоваться гра-
фиком 5 = f(a) при различных Af7°- (рис. 3.26). Особенностью
Ро
схемы является различная величина относительной погрешности
АРО п А(7о _ „
g при •---- > 0 и ----- < 0. Для одного и того же значения а
Ро
уменьшение напряжения До приводит к большей относительной
погрешности, чем его увеличение на такую же величину.
При изменении напряжения реагирования Up относительная
погрешность задания времени равна
(3.14)
Зависимость t = / ---— I при различных значениях а пока-
\ Рр /
зана на рис. 3.27. Из этой зависимости видно, что относительная
погрешность уменьшается с увеличением а. Для определения
chipmaker.ru
100
Управление процессами точечной и шовной сварки
величины а при заданной допустимой погрешности g удобно
при разряде конденсатора
В реальной схеме некоторое уменьшение относительной по-
грешности может быть достигнуто в результате одновременного
изменения ------ и —, что может быть, если Up = f(U0).
б'о Up
Анализ точности схем управления 101
При изменении параметров /?С цепи вследствие старения ее
элементов колебания температуры окружающей среды и т. п.
величина относительной погрешности задания времени будет
равна
_ AR .
7? = var
g — ДС
® С
C=var и
Если для синхронизации используются остроконечные им-
пульсы напряжения, которые суммируются с напряжением на
Рис. 3.29. К определению погрешности при заряде кон-
денсатора с использованием импульсов синхронизации
конденсаторе (рис. 3.29, а, б), то формула относительной погреш-
ности при изменении Uo принимает вид
---------"---_1п--------
Е =--------------------------- , (3.15)
где UP — Uu = U'p, а = а",
и?
В этом случае U'p < Up и, естественно, а" > а. Таким обра-
AU„
зом, при одинаковом относительном изменении —- величина
Ео
относительной погрешности задания времени в выражении
(3.15) будет меньше, чем в выражении (3.13). В случае изме-
chipmaker.ru
102
Управление процессами точечной и шовной сварки
нения Up для схемы с синхронизацией относительная погреш-
ность равна
(3.16)
При одинаковом относительном изменении
величина относительной погрешности в выражении
меньше, чем в выражении (3.14), так как а" > а.
Щ н
ир и'Р
(3.16) будет
Так же как и в схемах, работающих на принципе разряда
конденсатора, погрешность становится дискретной, а характер
ее изменения во времени при различных величинах относитель-
ной непрерывной погрешности аналогичен показанному на
рис. 3.24. Однако усредненная величина относительной погреш-
ности для схем, работающих на принципе заряда конденсатора,
ио
уменьшается, так как увеличивается отношение — = а за счет
Ь'р
введения дополнительного напряжения Uu, т. е. ——= а",
а а" > а.
Из сводной таблицы формул относительной погрешности
задания времени при изменении параметров Uo, Up, R и С
(табл. 3.1) видно, что величина предельной погрешности может
быть недопустимо большой при а < 34-4, а также при больших
величинах а, но при одновременном изменении параметров Uo,
Up, R и С в одну сторону, когда это приводит к увеличению
суммарной погрешности. При помощи сравнительно простых
стабилизирующих устройств изменение напряжения заряда
конденсатора может быть равно ±(1-4-3)%, при колебании
напряжения сети —20-4—1-15%. Изменение напряжения реаги-
рования Up может иметь значительно больший разброс, так как
в качестве усилительных элементов, в цепь которых включаются
исполнительные реле, в сварочной аппаратуре часто применяют
тиратроны, имеющие значительную область разброса пусковых
характеристик.
Для тиратрона типа ТГ1-0,1/0,3 при Ua = 250 в усредненная
область пусковых характеристик лежит в пределах —35 -4 24 в,
что соответствует -А^р ~ ±19%. Для тиратрона типа ТГ1-0,1./1,3
Цз
при Ua = 250 в усредненная область пусковых характеристик
лежит в пределах от —3,2 до —1 в при сопротивлении в цепи пер-
вой сетки 0,1 мом и от —8 до 2 в при сопротивлении 10 мом.
Анализ точности схем управления
103
Таблица 3.1
chipmaker.ru
104 Управление процессами точечной и шовной сварки
AU„ г—i\U’Г)
что соответствует —- ~ ±50% для первого случая и —
Up Up
~ ±100% Для второго.
Такие колебания Up вызовут недопустимые изменения вре-
мени сварки или отдельных операций. Большая величина отно-
сительной погрешности может быть также при замене тиратро-
нов в процессе наладки или ремонта аппаратуры.
Изменение параметров RC цепи при колебании температуры
на величину относительной погрешности сказывается меньше,
так как температурный коэффициент для сопротивлений типа
ВС и МЛТ равен ~2-10~3 l/град в интервале температур от
+ 20 до +100° С. Большее влияние на относительную погреш-
ность может оказать разброс величин сопротивлений и конден-
саторов.
Использование в схемах задания времени синхронизирующих
импульсов напряжения позволяет сделать погрешность дис-
кретной и в некотором начальном диапазоне времени свести ее
к нулю. Однако при этом увеличивается усредненная относи-
тельная погрешность (для схем задания времени, работающих
на принципе разряда конденсатора). Для схем, работающих на
принципе заряда конденсатора, усредненная относительная
погрешность уменьшается, но большая погрешность при одном
и том же значении а ограничивает применение этих схем по
сравнению со схемами, работающими на принципе разряда
конденсатора.
Таким образом, анализ схем задания времени сварки или
отдельных операций, работающих на принципе разряда или
заряда конденсатора, показывает, что эти схемы принципиально
не могут обеспечить высокой точности отсчета времени, что при-
водит к нарушению сварочного режима и соответственно полу-
чению соединений низкого качества.
Особенно важно точно задавать длительность цикла при
небольших временах сварки (несколько периодов), когда
изменение на 1—2 периода приводит к резкому ухудшению
качества сварного соединения. Повысить точность схем управ-
ления можно, применив дискретный способ задания и отсчета
времени.
Задание управляющего напряжения. Определим погреш-
ность задания управляющего напряжения при изменении на-
пряжения Uo. Для модулятора, работающего на принципе раз-
ряда конденсатора, имеем
_ t _ д_
Ди (Uo + дг/о) е т — Uae х _ &U„
и ~ _J_ Uo '
Cfo=var 7 7 „ т
Анализ точности схем управления
105
При изменении параметров RC цепи
t ___
Ли _ Ul}e^x+Ex-Ul}e х
и __*_
T=var Uoe х
После некоторых преобразований, обозначив — = гр
т
получим
л
— = ~(3.17)
и е 1
Т—var
Как видно из формулы (3.17), величина относительной по-
грешности зависит от момента времени, для которого она вычис-
ляется. Для анализа характеристик модуляторов сварочного тока
целесообразно пользоваться приведенной относительной по-
грешностью:
ч
Л II Дт
А& 1 + “ —У]
---= е х —е .
t/o
T=var
Как видно из зависимости, представленной на рис. 3.30, каж-
Ат
дому значению -- соответствует одно значение тр для которо-
го погрешность максимальна, т. е. = f(r]) при различных
Дт
значениях -- имеет экстремальный характер,
т
Определим, при каких значениях г] функция имеет экстремум:
ч
1+V
= -------+ е"’1 = 0.
drl j + Ат
т
Решив это уравнение относительно т], получим
П —
т
(3.18)
chipmaker.ru
106
Управление процессами точечной и шовной сварки
Определим значение т], соответствующее максимальному
Дт
значению погрешности для различных ----:
Дт т 0,05 0,1 0,2 0,3
>1 1,02 1,05 1,09 1,14
На основании проведенного анализа и из графика (рис. 3.30)
видно, что изменение параметров RC незначительно влияет на
управляющее напряжение даже в наихудшем случае, т. е. при
таком значении т], когда погрешность максимальна. Например,
при изменении параметров RC на 10% погрешность не превы-
шает 4%. Колебание питающего напряжения может быть сведе-
но к допустимым пределам при помоши стабилизирующих
устройств.
Для модуляторов, работающих на принципе заряда конден-
сатора, имеем
Ди Дб’о
и Uo
U0=var
Приведенная относительная
параметров RC цепи равна
погрешность при изменении
л__
, Дт
Ди —Т1
---- _ е —е
T=vai
Ли Дт \
Зависимость —- = f ----
на на рис. 3.31. В этом случае
при различных значениях т] показа-
Дт
также каждому значению -—
т
соответствует одно значение т), для которого погрешность мак-
симальна. Величина ц также определяется из формулы (3.18).
Проведенный анализ показывает, что и в случае заряда конден-
сатора изменение параметров RC цепи незначительно влияет на
управляющее напряжение даже в наихудшем случае, т. е. при
таком значении г], когда погрешность максимальна.
Схемы управления, работающие на дискретном принципе.
Устройства управления быстро протекающими сварочными
процессами, работающие на дискретном принципе, как было
показано в § 9, обладают значительными преимуществами.
Задание длительности сварочного цикла. Длительность цик-
ла или отдельных операций задается следующим образом.
Анализ точности схем управления
107
Формирователь генерирует остроконечные импульсы частотой f,
синхронизированные с напряжением сети (рис. 3.32). Счетчик
тора
отсчитывает заданное установкой количество импульсов.
Выдержка времени заканчивается, когда число импульсов.
поступивших на вход счетчика,
будет равно числу импульсов,
заданных установкой.
Рассмотрим некоторые при-
чины возможной нестабильно-
сти работы счетчика. Точность
работы счетчика зависит от его
схемы и, в частности, от эле-
ментов, которые используются
для счета импульсов. В свароч-
ной технике наибольшее рас-
Рис. 3.32. Блок-схема дискретного
устройства для задания сварочно-
го цикла:
ФИ — формирователь импульсов;
СИ — счетчик импульсов
пространение получили счетчи-
ки на декатронах и на ферритных ячейках. В общем случае сбой
счетчика может произойти при изменении параметров запускаю-
щего импульса либо при изменении параметров схемы под воз-
chipmaker.ru
108 Управление процессами точечной и шовной сварки
действием некоторых возмущений, например при колебании на-
пряжения сети, изменении температуры окружающей среды,
старении элементов схем и т. д.
Возможны изменения таких параметров импульсов: ампли-
туды, длительности и формы. Наиболее существенное влияние
на точность работы счетчика оказывает амплитуда импульса.
Уменьшение амплитуды запускающего импульса ниже допусти-
мой приводит к тому, что счетчик не реагирует на этот импульс.
В результате возникает погрешность в отсчете времени.
Проведенные экспериментальные исследования показали,
что декатронные счетчики обладают широким допустимым диа-
пазоном изменений амплитуды запускающего импульса, при
котором не происходит сбоев. Допустимое изменение амплитуды
лежит в пределах 90—160 в. Это позволяет выбрать амплитуду
импульса таким образом, что реальные колебания напряжения
питающей сети и разброс параметров схемы не приводят
к погрешностям в отсчете.
Возможно также ложное срабатывание счетчика при появле-
нии импульса помехи, возникающего за счет электромагнитных
наводок. Это обстоятельство необходимо учитывать, особенно
при эксплуатации устройств в условиях сварочных цехов. Пред-
варительные данные свидетельствуют о большой подверженно-
сти сбоям за счет импульсов помех схем на ферритовых ячейках.
Погрешность отсчета импульсов может возникнуть при
изменении параметров схемы. Это в первую очередь относится к
схемам счетчиков на ферритовых ячейках. Дело в том, что пара-
метры трансформатора, выполненного на ферритовом кольце,
зависят от температуры окружающей среды. При этом изме-
няются как магнитные характеристики сердечника, так и элек-
трическое сопротивление обмоток. Это обстоятельство ограни-
чивает применение ферритовых ячеек в схемах счетчиков
импульсов для задания времени сварки и различных опе-
раций.
В меньшей степени подвержены температурному влиянию
схемы на декатронах. Проведенные исследования показали, что
такие схемы устойчиво работают при температуре окружающей
среды, достигающей 50—55° С. Таким образом, задание дли-
тельности сварки и различных технологических операций при
помощи дискретного метода позволяет повысить точность от-
счета времени сварочных циклов независимо от действующих
возмущений и соответственно улучшить качество сварных
соединений.
Задание управляющего напряжения. Рассмотрим вопросы,
связанные с точностью задания управляющего напряжения в
устройствах, работающих на дискретном принципе. Программа
сварочного режима записывается при помощи числового метода
Анализ точности схем управления
109
с использованием двоичного кода. Этот код позволяет пред-
ставить любое число в виде суммы
п—1
N = У aK2k,
Л* к >
k=0
где п — число разрядов;
ак — число, которое может принимать только одно из двух
значений — 0 или 1.
Следовательно, двоичный код использует только два знака,
представленные цифрами 0 и 1, и позволяет наиболее просто и
Рис. 3.33. Схема замещения
дешифратора:
а — на полупроводниковых триодах; б — на
тиратронах; в — на полупроводниковых трио-
дах с учетом действия i Kf)
надежно записывать программу. Программа режима может
быть записана на различных программоносителях, например, на
бумажной или киноленте: есть отверстие — нет отверстия; на
фотопленке, пластинке или киноленте: есть светлое пятно — нет
пятна; на магнитной ленте или барабане: есть намагниченный
участок — нет его и т. п. Для быстро протекающих процессов
наиболее удобным программоносителем является перфокарта.
Для преобразования информации, записанной в двоичном
коде, в управляющее напряжение ступенчатой формы приме-
няются схемы дешифраторов. Схемы замещения трехразрядных
дешифраторов показаны на рис. 3.33, а и б.
chipmaker.ru
НО Управление процессами точечной и шовной сварки
В реальных схемах ключи и Д3 выполняются на полу-
проводниковых триодах, электронных лампах или тиратронах.
Ключи управляются напряжением, поступающим от схемы раз-
вертки информации во времени. Они могут находиться в замкну-
том или разомкнутом положении. Принципиально количество
ячеек в дешифраторе и соответственно ключей может быть лю-
бым и ограничивается требуемой точностью аппроксимации
кривой импульса тока.
Выходное управляющее напряжение, снимаемое с сопротив-
ления /?0, зависит от того, какие ключи замкнуты в данный
момент времени. Максимальное значение выходного напряже-
ния получается при включении всех трех ячеек дешифратора,
т. е. когда ключи Ль Л2 и К3 разомкнуты (рис. 3.33, а), а для
схемы рис. 3.33, б — замкнуты. В обоих случаях выходное уп-
равляющее напряжение, снимаемое с сопротивления /?о, равно
U U Ro (R2R3 ~Ь R1R3 4~ RiRz)
vnp ~~ RjRsRs + Ro (R2R3 + R1R2 + R1R3) ’
где U — напряжение питания схемы.
Для схемы на рис. 3.33, а
Ri = R'i + ₽i;
R2 = Т?2 + Ri",
/?3 = Лз + Ri-
Для преобразования двоичного кода, в котором записана
информация, в ступенчатое напряжение необходимо выбрать
соотношение между сопротивлениями /?ь R2 и R3 следующим об-
разом:
R±: Т?2: R3 = 1:2:4.
Тогда R2 = 2/?3 и /?1 = 4/?з-
Учитывая это, получим
гаах Rt + 7R0
Минимальное выходное напряжение получается при вклю-
чении одной ячейки дешифратора, т. е., когда ключ М
разомкнут, а К2 и Кз замкнуты (для рис. 3.33, а) или ключ М
замкнут, а К2 и Лз разомкнуты (для рис. 3.33, б). При этом
(3.19)
Анализируя формулы (3.19) и (3.20), можно сделать вывод
с том, что выходное управляющее напряжение зависит от на-
Анализ точности схем управления
111
пряжения питания дешифратора и параметров схемы (в частно-
сти, от величин активных сопротивлений). Для определения точ-
ности задания выходного напряжения при изменении парамет-
ров дешифратора воспользуемся методом определения погреш-
ности схемы по погрешностям ее элементов [82]. Поскольку
управляющее напряжение зависит от параметров схемы, то
^Улр = А(<1, х2, ... , х„),
где Xi,..., хп — параметры схемы.
При действии на схему некоторых возмущений управляющее
напряжение определяется формулой
Fiупр — F (ч Алу, х% &х2, . .. , хп Алу).
Абсолютная погрешность равна
= Uупр Uупр = F (лу ,%г> • • •, Ч)
— F (лу — Алу, х2 — Ах2, , хп — Алу). (3.21)
На основании формулы Тейлора без учета производных вто-
рого и более высокого порядка имеем
F (xs — Алу, х2 — Ах2, .. . , хп — Лхп) ~ F (лу, х2, ...
ч dF . dF д dF A
• • > хп) 7 7 ^х2 • 7 &хп- (3 22)
чх, ох2 дхп
Подставляя выражение (3.22) в выражение (3.21), получим
dF A , dF A . dF .
-— Алу —-— Ах2 +...-)—-— Ахя.
сиу ох2 дхп
Больший интерес представляет относительная погрешность,
которая равна
= AaX1+Z^Ax2+ ... +^Ал„, (3.23)
упр г г г
где Fi, F2,..., Fn — частные производные F по соответствующим
независимым переменным л'ь х2, —,хп.
Часто
дх2
^упр ~~
в реальных случаях функция F (х) может быть гро-
F'
а вычисление ---
F
моздкои,
затруднительным. Однако вычисле-
ние
можно упростить,
если учесть, что
F' (-<)
d In F (х)
F (х)
dx
(3.24)
chipmaker.ru
112 Управление процессами точечной и шовной сварки
Учитывая соотношение (3.24), выражение для относительной
погрешности (3.23) можно записать так:
dinF . . dinF Л , , dinF Л
? = —-----Aaj Ч---- Дх2 + .. . 4- —-— Дх„.
dxt дх2 дп
По полученному выражению можно определять погрешность
схемы при сложной зависимости F(xi, х2,..., хп).
Рассмотрим погрешность одной ячейки дешифратора при
изменении напряжения питания. Для этого выражение (3.20)
необходимо логарифмировать и дифференцировать. В резуль-
тате получим
lnHniin = lnt/ + ln7?0-ln(/?1 + ^0). (3.25)
Дифференцирование выражения (3.25) проведем по перемен-
ной U, считая остальные параметры постоянными. После про-
межуточных преобразований получим
2, = -ln-7mi"- ДС/ = 100%,
dU U
где ДП — абсолютная погрешность задания напряжения;
5 — относительная погрешность.
Применение сравнительно простых стабилизирующих
устройств позволяет свести величину g к 1-—2% при изменении
напряжения питания от —20 до + 15%. Это вполне допустимо.
Определим погрешность задания управляющего напряжения
при изменении величин сопротивлений, что может иметь место
при колебании температуры окружающей среды, старении и т. д.
Для определения относительной погрешности воспользуемся тем
же методом, для чего выражение (3.20) прологарифмируем
и дифференцируем по переменным Ri и До- После промежуточ-
ных преобразований получим
----^1—Ю006 --------100%. (3.26)
R» Ri + R0 R, + R3 k 1
Легко показать, что при одинаковом относительном измене-
нии сопротивлений Ri и Ro погрешность будет равна нулю.
Этим схема такого дешифратора выгодно отличается от моду-
ляторов, работающих на принципе заряда или разряда кон-
денсатора.
Небольшая погрешность может возникнуть вследствие раз-
личных температурных условий, в которых могут находиться
сопротивления схемы дешифратора. Но так как это различие
в температуре не может быть существенным, то погрешность
будет незначительна.
Анализ точности схем управления
113
Основным источником погрешности может быть смена имею-
щих определенный допуск сопротивлений при наладке дешиф-
ратора.
Пример. Определил относительную погрешность одной ячейки дешифра-
тора при смене сопротивлений. Пусть Ro = 1 ком, Ri — 3 ком. При смене со-
противлений Ro увеличилось на 5%, a Ri на I%, т. е. Л/?о = 0,05 ком, &Rt =
= 0.03 ком. По формуле (3.26) найдем величину относительной погрешности:
Е = 0,05 100%-----• 100% — . юо% = 3%.
4 4
Для уменьшения величины относительной погрешности реко-
мендуется использовать в схеме дешифратора
с разбросом не более 1%.
Если в качестве ключей используются гер-
маниевые полупроводниковые триоды, то мо-
жет возникнуть погрешность вследствие изме-
нения параметров триодов при колебании тем-
пературы окружающей среды. В схеме дешиф-
ратора (рис. 3.33, а) начальный коллекторный
ток (ко будет влиять на выходное управляющее
напряжение. Зависимость i«o = f(t°) при
t = 0 -ь 60° С описывается следующей фор-
мулой:
= (ч)оехр[а(Г — ?о)1,
сопротивления
Рис. 3.34. Схема
замещения од-
ной ячейки де-
шифратора
где (iKo)o — значение тока при температуре
а = 0,07 -н 0,08 XJzpad для германиевых триодов.
.. 1п2
Учитывая, что а ~ --- , получим
— (%)o ' 2
Таким образом, начальный коллекторный ток увеличи-
вается в 2 раза при повышении температуры на каждые 10° [54].
Для количественной оценки влияния изменения тока iKo на
выходное управляющее напряжение рассмотрим схему (рис. 3.33,
в), в которой дополнительно включены сопротивления /?3, /?6 и
/?я. Увеличение тока г эквивалентно уменьшению сопротив-
лений /?з, /?6 И Т?9-
Определим изменение выходного управляющего напряжения
при изменении сопротивлений /?3, Rs и Rg. Рассмотрим одну
ячейку дешифратора (рис. 3.34). Напряжение на сопротивлении
Ro равно
U _________________UR0R3_____________
vnp ~ RSR, + R3R0 + RtR3 + R.Ro + R,R3 '
chipmaker.ru
114
Управление процессами точечной и шовной сварки
Относительную погрешность выходного управляющего на-
пряжения при изменении /?3 определим как отношение абсолют-
ной погрешности к величине Uynp при номинальном /?3. Опуская
промежуточные преобразования, получим
_ j j _ R'3 [Rs (Ri + R? + Ro) + ₽i (R* + Ro)
I [Яз (Ri + Rz + Ro) + Ri (R? + /?o)l R3
100%. (3.27)
где —уменьшенное сопротивление R3, соответствующее уве-
личению тока iK при повышении температуры окру-
жающей среды.
Пример. Определим относительную погрешность одной ячейки дешифра-
тора, при изменении параметров полупроводникового триода, используемого в
качестве ключа.
Пусть Ro = 1 ком. = 1 ком, R2 = 2 ком, R3 = 2 103 ком. Температура
окружающей среды = 20° С. При повышении температуры до t° = 60° С
R3 ~ 1 • 102 ком. По формуле (3.27) найдем относительную погрешность:
102(2 • 103 4 + 3)
2 - 103 (IO2 .4 + 3)
100% и 0,8%.
Такая погрешность является вполне допустимой.
§ 11. РЕГУЛЯТОРЫ ВРЕМЕНИ
В аппаратуре управления для контактной сварки широко
используются различные регуляторы времени. Они служат для
задания выдержки времени сварочного цикла и отдельных опе-
раций, а также для включения и выключения различных
устройств управления (например, пневмоклапанов).
По принципу действия регуляторы времени делятся на не-
прерывные и дискретные. На непрерывном принципе с исполь-
зованием процесса разряда конденсатора работают регуляторы
времени типа РВЭ.
Завод «Электрик» серийно выпускает регулятор времени
типа РВЭ-7, представляющий собой четырехпозиционный регу-
лятор и предназначенный для управления сварочным циклом
(«Сжатие», «Сварка», «Проковка», «Пауза»). На базе РВЭ-7
выпускаются различные модификации этого регулятора.
Принципиальная схема регулятора РВЭ-7 показана на
рис. 3.35. Схема работает следующим образом. При подаче
напряжения конденсатор СИ заряжается через сопротивление
R11, сеточную цепь левой половины лампы Л1 и сопротивление-
R13 так, что к сетке лампы прикладывается отрицательный по-
тенциал. Конденсаторы С21, С31 и С41 заряжаются аналогично..
Регуляторы времени
115
При нажатии на педаль П срабатывают реле Р5 и Р6, обе-
спечивая замыкание анодной цепи левой половины лампы Л1 и
включение электропневматического клапана давления.
Конденсатор СП разряжается на сопротивление R12, потен-
циал сетки повышается и через некоторое время срабатывает
реле Р1. Выдержка времени первой операции «Сжатие» за-
дается потенциометром R11, который определяет напряжение
заряда конденсатора СП.
„Сжатие" „ Сварка" ~ „ Проковка" „ Пауза"
Рис. 3.35. Принципиальная схема регулятора времени РВЭ-7
После срабатывания реле Р1 включается реле Р7, которое
включает игнитронный контактор. Выдержка времени опера-
ции «Сварка» определяется временем разряда конденсатора С21
и задается потенциометром R21. После окончания выдержки
времени операции «Сварка» реле Р2 срабатывает и выключает
реле Р7.
Затем аналогично отрабатывается время операций «Проков-
ка» и «Пауза». После окончания времени операции «Проковка»
отключается катушка пневмоклапапа и снимается усилие с
электродов машины. Электрические цепи выдержек времени
первых двух операций возвращаются в исходное положение.
После окончания времени операции «Пауза» срабатывает реле
Р4 и, если педаль отпущена, цикл работы схемы закапчивается.
При нажатой педали цикл работы регулятора п соответственно
chipmaker.ru
116
Управление процессами точечной и шовной сварки
сварочной машины автоматически повторяется. Характеристики
такого регулятора подробно описаны в литературе [2].
Для повышения точности задания и отсчета длительности
различных операций сварочного цикла применяются устройства,
основанные на дискретном принципе действия. Выдержка вре-
мени операций определяется количеством поступающих импуль-
сов, жестко связанных с частотой напряжения питающей сети.
Работы, проведенные во ВНИИЭСО, показали, что в каче-
стве элементов схем дискретного действия могут быть исполь-
зованы ферритдиодные ячейки [42]. Ферритдиодная ячейка
представляет собой трансформатор, в цепь одной из обмоток
которого включен полупроводниковый диод. Сердечник тран-
сформатора выполняется из феррита с прямоугольной петлей
гистерезиса. Эти ферриты имеют большой коэффициент пря-
моугольности:
k = = 0,85 ж 0,95
Вт
(рис. 3.36, а) и обладают «памятью», т. е. способностью устой-
чиво сохранять состояние намагниченности после прекращения
Рис. 3.36. Принцип работы ферритдиодной ячейки
действия магнитного поля. Последнее свойство ферритов
называют также способностью хранить записанную инфор-
мацию.
Па рис. 3.36, б показана ферритдиодная ячейка. Начало
обмотки трансформатора обозначено точкой. Принцип работы
ячейки следующий. В обмотку 1 трансформатора подается
импульс тока 7], в результате чего возникает поле напряженно-
стью Нт, под действием которого сердечник намагнитится до
насыщения Вт. После окончания действия импульса величина
индукции изменится незначительно — до величины, соответ-
ствующей остаточной магнитной индукции Вг. Сердечник транс-
форматора останется в намагниченном состоянии и может
пребывать в нем сколь угодно долго. В двоичном коде это
соответствует записи «1» (рис. 3.36, а).
Регуляторы времени
117
Если теперь пропустить импульс тока /2 через обмотку 2,
то сердечник намагнитится в противоположном направлении до
величины — Вт. После окончания действия импульса тока
индукция изменится мало и будет равна — Вг. Это соответствует
«О» в двоичном коде.
При изменении магнитной индукции от Вг до —Вт в обмот-
ке 3 индуктируется напряжение выходного сигнала (рис. 3.36, в).
Это соответствует считыванию «1». Диод необходим для того,
чтобы сигнал на выходе появлялся только при считывании «1»,
а не при записи «1».
Следующий импульс, подаваемый в обмотку 2, не вызовет
появление напряжения на выходе, поскольку сердечник нахо-
дится в состоянии «О» и индукция будет изменяться только
Рис. 3.37. Схема сдвигающего регистра на ферритдиодных ячейках
в пределах —Вг, —Вт, —Вг. Изменение индукции в таких
незначительных пределах вызовет только небольшой сигнал
помехи (рис. 3.36, в). Для уменьшения сигнала помехи необ-
ходимо выбирать материал сердечников с коэффициентом
прямоугольности, близким к единице. При этом Вг ~ Вт и э. д. с.
сигнала помехи близка к нулю.
Для того чтобы снова получить на выходе напряжение при
передаче импульса в обмотку 2, необходимо предварительно
записать «1» при помощи подачи импульса в обмотку 1, т. е.
перемагнитить сердечник от —В,- до Вг.
Схема реле времени собирается из целого ряда ферритдиод-
ных ячеек, которые образуют сдвигающие регистры. Сдвигаю-
щий регистр, составленный из п ферритдиодных ячеек, показан
на рис. 3.37. На последовательно соединенные обмотки 2 транс-
форматоров подаются тактовые однополярные импульсы напря-
жения с частотой повторения /. Эта частота жестко связана
с частотой питающей сети и обычно принимается f = 50 или
100 гц. Предварительно записывается в первой ячейке «1», а во
всех остальных «0». Это означает, что в исходном состоянии
индукция в сердечнике первого трансформатора равна Вг, а во
всех остальных — Вг.
chipmaker.ru
118 Управление процессами точечной и шовной сварки
Тактовые импульсы подаются в обмотку 2 всех трансформа-
торов одновременно. Выходное напряжение, снимаемое с обмот-
ки 3, появляется только на первом трансформаторе, поскольку
индукция в его сердечнике изменяется от Вг до —Вг. В обмот-
ках 3 остальных трансформаторов будет наведена только э. д. с.
помех, вызванная неравенством k=— 1. В практических
Bfn
схемах эти помехи подавляются при помощи специальных
устройств.
От импульса напряжения, возникающего в обмотке 3 перво-
го трансформатора, заряжается конденсатор С. После окончания
действия импульса этот конденсатор разряжается через обмотку
1 второго трансформатора. Параметры разрядной цепи выби-
рают с таким расчетом, чтобы за счет тока разряда конденсато-
ра индукция в сердечнике трансформатора изменялась от —Вг
до Вг, а электромагнитные процессы в этой цепи закончились
до прихода следующего тактового импульса. Таким образом,
теперь «1» записана во второй ячейке, а во всех остальных «О».
От действия второго тактового импульса сработает трансфор-
матор Тр2 и будет подготовлен трансформатор ТрЗ, от третьего
импульса сработает трансформатор ТрЗ и т. д., пока не срабо-
тают все п трансформаторов. Это соответствует перемещению «1»
от первого до последнего трансформатора. Если выходными
сигналами с первой и последней ячейки соответственно включить
и выключить бесконтактное реле, то оно отработает заданную
выдержку времени в сек:
где f — частота тактовых импульсов в гц\
k — коэффициент деления частоты, численно равный коли-
честву включенных ячеек.
Соединив обмотку 3 последнего трансформатора с обмоткой
1 первого трансформатора, получим замкнутую кольцевую схе-
му, работа которой продолжается непрерывно. При срабатыва-
нии последней ячейки будет подготовлен первый трансформатор
и цикл повторяется снова. Частота повторения выходного сиг-
нала на любом трансформаторе определяется выражением
Если взять п таких кольцевых схем и на каждую последую-
щую подавать тактовые импульсы от предыдущей схемы, то на
выходе устройства можно получить сколь угодно большой
коэффициент деления частоты или выдержку времени tn —
причем tn будет всегда кратно частоте тактовых импульсов.
Регуляторы времени
119
В регуляторе времени (рис. 3.38) тактовые импульсы с ча-
стотой сети поступают от блокинг-генератора Г1 на вход первой
декады, набранной из ферритдиодных ячеек 1—10. Блокинг-
генератор необходим для формирования тактовых импульсов
с требуемыми параметрами. Переключателем ПМ замыкается
в кольцо необходимое количество ячеек, которое определяет
коэффициент деления частоты fe) на выходе первой ячейки.
Рис. 3.38. Схема регулятора времени на ферритдиодных ячейках:
Pi, Р2 — исполнительные бесконтактные реле
Импульсы с частотой fi = — через блокинг-генератор Г2
подаются на вход второй декады. Сигнал с ячейки 10 через
блокинг-генератор ГЗ поступает на распределитель каналов и
далее через первый канал на переключатель П1. Предваритель-
ная установка этого переключателя определяет количество
ячеек второй декады, замкнутых в кольцо по первому каналу,
и коэффициент деления частоты k2,i- Далее сигнал пройдет
через второй канал распределителя 2, переключатель П2 и
замкнутое им кольцо ячеек второй декады по этому каналу.
В этом случае переключатель П2 определит коэффициент деле-
ния частоты Л2,2- В такой последовательности сигнал пройдет
chipmaker.ru
120 Управление процессами точечной и шовной сварки
через все п каналов и будут отработаны п последовательных
выдержек времени:
Л. + ^2 + 4 + • • + Ci = ~ (^2,1 + &2.2 + &2,3 + • • • + &2,п)-
Если распределитель каналов, который также представляет
собой сдвигающий регистр, составленный из ферритдиодных
ячеек, замкнуть в кольцо, то цикл будет автоматически повто-
ряться. Исполнительные устройства в этой схеме могут подклю-
чаться к любым ячейкам. Их количество и точки подключения
выбирают в зависимости от конкретных условий работы регу-
лятора времени.
За счет введения в схему распределителя каналов дополни-
тельных ячеек можно управлять работой регулятора времени
путем подачи внешнего сигнала. Это дает возможность вводить
команды от различных функциональных исполнительных
устройств (реле давления, датчиков перемещений и т. д.). Ос-
новные технические данные образца четырехканального регуля-
тора времени, выполненного по рассмотренной схеме, приведе-
ны ниже:
Пределы регулирования для каждой позиции в
сек...................................... 0,02—2
Потребляемая мощность в вт................. 15
Максимальная производительность в цикл/мин 750
Габаритные размеры в мм ................... 180x210x235
Вес в кг.............................. . . 5
На основе такого регулятора времени выполнены прерыва-
тели для точечной, шовной и пульсирующей сварки.
По сравнению с регуляторами времени типа РВЭ эти схемы
обладают рядом преимуществ. Прежде всего — это точный
отсчет времени на основе дискретного принципа и большой срок
службы бесконтактных магнитных элементов, что позволяет
значительно повысить производительность и точность работы.
Однако схемам на ферритдиодных ячейках присущи и неко-
торые недостатки. Основные из них следующие: недостаточная
помехоустойчивость, возможность сбоев в работе, отсутствие
визуального контроля правильности работы схемы, необходи-
мость подбора ферритов по характеристикам при изготовлении,
зависимость параметров ферритдиодной ячейки от температуры.
От этих недостатков свободны схемы регуляторов времени
на декатронах, разработанные ИЭС им. Е. О. Патона [111]. Де-
катрон представляет собой лампу тлеющего разряда с холодным
катодом. Коммутаторный декатрон типа А-101 имеет один анод
и десять раздельных катодов 'рис. 3.39, а). Межу каждыми из
этих катодов расположено два управляющих электрода (подка-
тода), объединенных в две группы.
Регуляторы времени
121
Принцип работы декатронного счетчика (рис. 3.39, б) сле-
дующий. При подаче анодного напряжения между анодом и
любым катодом возникает разряд. За счет повышения потен-
циала катода относительно анода можно перебросить разряд
на любой из требуемых катодов. После этого разряд будет
находиться на этом катоде сколь угодно долго. Допустим, чтс*
разряд установлен между анодом и катодом КО.
Рис. 3.39. Декатронный счетчик
Входной отрицательный импульс напряжения через конденса-
тор С1 поступает на управляющие электроды декатрона (под-
катоды ПК1 и ПК2). Напряжение импульса подается на под-
катод ПК1 через сопротивление R1 без задержки (рис. 3.30, е).
Это напряжение повышает потенциал между анодом и подка-
тодом ПК.1 и обеспечивает переброс заряда с катода КО на ПК1.
На подкатод ПК2 отрицательный импульс напряжения поступает
с задержкой, вызванной зарядом емкости СЗ через сопротивле-
ние R2. При этом разряд перебрасывается с I7R1 на ПК2. После
окончания действия второго импульса разряд возникает на
катоде К/. Это происходит потому, что область повышенной
ионизации переместилась от катода Кб через подкатоды ПК! и
ПК2 к катоду К/.
Следующий отрицательный импульс напряжения, поступаю-
щий на подкатоды, вызовет переброс разряда с катода К! на К2
chipmaker.ru
122
Управление процессами то >ечной и шовной сварни
и т. д. Напряжение выхода (около 15 в), образующееся на
катодном сопротивлении, когда разряд находится на этом ка-
тоде, подается на исполнительную схему. Исполнительное
устройство может быть подключено к любому катоду и может
быть отработана любая выдержка времени. Один декатрон
обеспечивает отсчет времени от 1 до 10 периодов. При необходи-
мости отсчета больших выдержек времени сигнал с выхода
первого декатрона (катод К9) подается через усилительную
схему на следующий декатрон, отсчитывающий при каждом
перебросе десятки периодов, и т. д. Коммутация отдельных
операций производится также при помощи декатрона.
Рис. 3.40. Блок-схема декатронного регулятора времени
Принцип работы схемы простейшего регулятора времени
яа 100 периодов следующий (рис. 3.40). При включении питания
разряд декатронов единиц и десятков устанавливается на
произвольных катодах, а разряд декатрона, коммутирующего
операции, на определенном катоде. В момент замыкания
педали Л77 триггер Т переходит из одного устойчивого- состояния
в другое и обеспечивает переброс разряда коммутирующего
декатрона на катод, соответствующий первой операции (напри-
мер, сжатию), а в счетной схеме (декатроны единиц и десят-
ков) — на катоды, соответствующие началу отсчета.
Одновременно на вход счетной схемы с формирователя,
•синхронизированного с сетью, подаются импульсы напряжения
частотой 50 гц. Разряд декатрона единиц перебрасывается с
одного катода на другой в момент поступления каждого импуль-
са на вход. Разряд декатронов десятков перебрасывается
после каждых десяти импульсов. Предварительно задается
время каждой операции путем подключения катодов обоих
декатронов к схеме совпадения «И». Если время операции равно
Регуляторы времени
123
35 периодам, то схема совпадения подключается к пятому като-
ду декатрона единиц, и к третьему катоду декатрона десятков.
После отсчета заданного для первой операции числа перио-
дов на выходе схемы совпадения образуется импульс напряже-
ния, который через усилитель подается на вход коммутирующего
декатрона и перебрасывает разряд с катода «Сжатие» на
следующий (например, «Сварка»). Этот же импульс через схе-
му возврата приводит счетчик в исходное положение, т. е.
перебрасывает разряд декатронов на катоды, соответствующие
началу отсчета.
Поступающие с формирователя импульсы напряжения от-
считываются счетной схемой и обеспечивают переброс разряда
в коммутирующем декатроне на катод, соответствующий
следующей операции. При одиночном режиме работы схема
в конце цикла возвращается в исходное положение независимо
от положения педали включения, при автоматическом режиме —
повторяется цикл работы, пока нажата педаль КП.
В качестве усилительных элементов в схемах регуляторов
времени применены полупроводниковые приборы, стабильность
работы которых обеспечивается применением их в режиме
глубокого насыщения (режим ключа).
Схемы регуляторов времени созданы с учетом наибольшей
типизации узлов и их идентичности. При использовании печат-
ных схем и предварительной отбраковки деталей наладка схемы
не требуется. Единственная операция регулировки связана
•с отсутствием быстродействующих реле для включения асин-
хронных игнитронных контакторов. Используя для этой цели
реле малоинерционные, можно путем смещения фазы импуль-
сов по отношению к напряжению сети обеспечить синхронное
включение сварочного тока асинхронным игнитронным контак-
тором, начиная с одного периода.
Использование декатронов как счетных приборов в схемах
регуляторов времени для контактной сварки является наиболее
перспективным. Схемы на декатронах обладают высокой
надежностью и помехоустойчивостью. Они допускают значи-
тельные колебания параметров цепей без сбоев в процессе
работы. Например, декатрон типа А-101 производит отсчет при
изменении входного импульса от 90 до 150 в, а схемы усилите-
лей на полупроводниках в режиме насыщения допускают еще
большие колебания входного сигнала. Работа схемы может
контролироваться визуально по положению свечения разряда.
Очевидно также, что схемы на декатронах обладают всеми
преимуществами, которые присущи устройствам, работающим
на дискретном принципе.
На базе простейшего регулятора времени в ИЭС им.
Е. О. Патона создан регулятор времени на пять операций
chipmaker.ru
124 Управление процессами точечной и шовной сварки
(предварительное сжатие, сжатие, сварка, проковка и пауза)*
позволяющий задавать длительность каждой операции в преде-
лах 1—10 периодов п включать исполнительные устройства
(пневмоклапан и игнитронный контактор) при помощи электро-
механических реле. Регулятор предназначен для высокопроиз-
водительных контактных машин, в частности подвесных клещей,
применяемых в автомобильной промышленности. Увеличение
количества декатронов для отсчета операций позволило создать
регулятор времени на пять операций длительностью 1 —100
периодов каждая для точечных машин с асинхронным игни-
тронным контактором. Прибор имеет печатную схему, небольшие
размеры и малый вес и может встраиваться непосредственно
в корпус машины. Максимальная производительность 750 точек
в минуту. Разработан регулятор для шовных машин с макси-
мальной длительностью импульса и паузы 10 периодов, бескон-
тактным включением тока с фазовой регулировкой нагрева
40—100%, модуляцией импульса сварочного тока и стабилиза-
цией напряжения сети.
Создан универсальный регулятор для шовных и точечных
машин на четыре операции по 100 периодов с модуляцией тока,
регулировкой нагрева и стабилизацией напряжения сети. Регу-
лятор выполнен в виде отдельного шкафа управления с игни-
тронами и тиратронами. Пневмоклапан включается бескон-
тактным реле.
Разработан универсальный игнитронный прерыватель для
точечной шовной и многоимпульсной сварки на четыре операции
с возможностью задания 10 импульсов тока длительностью до
100 периодов в одном сварочном импульсе и такой же паузой
между импульсами. Прерыватель предназначен для сварочных
машин роторной линии по сварке клапанов в автомобильной
промышленности.
На основе декатронного регулятора времени построена
система управления универсальной низкочастотной машиной
с трехфазным преобразователем частоты. Задание длительности
операций может производиться при помощи переключателей
либо перфокартой. Испытания всех типов декатронных регу-
ляторов времени, проведенные в производственных условиях,
подтвердили их высокие качества и надежность в работе.
§ 12. ФАЗОВРАЩАТЕЛИ
Фазовращатели предназначены для .регулирования момента
включения управляемых вентилей относительно синусоидально-
го напряжения питающей сети. Изменение угла включения вен-
тилей дает возможность плавно регулировать действующее
значение сварочного тока. Это позволяет изменять сварочный
'Фазовращатели
125
ток во времени по любому требуемому закону, а также стаби-
лизировать его при действии различных возмущений. Фазовое
регулирование необходимо также для установления начального
сдвига импульсов включения относительно напряжения питания
при активно-индуктивной нагрузке.
Одним из простейших и широко распространенных методов
управления углом включения вентилей является мостовой.
Мостовой фазовращатель (рис. 3.41, а) состоит из активного
сопротивления R и конденсатора С, подключенных ко вторичной
•обмотке трансформатора со средней точкой. Напряжения на
•сопротивлении R и конденсаторе С сдвинуты относительно друг
Рис. 3.41. Мостовой фазовращатель
друга на угол 90°, поэтому векторы этих напряжений взаимно
перпендикулярны (рис. 3.41,6). Напряжение на вторичной
обмотке постоянно и не изменяется по фазе. Для ненагруженно-
го моста при изменении величины сопротивления R выходное
напряжение, снимаемое с диагонали, остается постоянным по
величине, но изменяется по фазе. При этом конец вектора
выходного напряжения будет описывать дугу около 180°. Диапа-
зон изменения фазы выходного напряжения составляет 180° при
изменении активного сопротивления от 0 до оо.
Таким образом, если выходное напряжение, снимаемое с диа-
гонали моста, использовать для управления моментом включе-
ния вентилей, то появляется возможность смещать угол вклю-
чения относительно напряжения питания (рис. 3.41, в).
Выходное напряжение можно подать на усилительно-ограни-
чительную схему с пиктрансформатором, на выходе которой
получаются остроконечные нмп) льсы напряжения в момент
перехода синусоиды через нуль (рис. 3.42). Фаза этих импульсов
будет регулироваться изменением сопротивления R мостовой
схемы. Импульсное напряжение четче и стабильнее определяет
момент включения вентилей, поэтому такие схемы шире при-
меняются в устройствах управления.
При подключении к диагонали моста нагрузки (например,
входное сопротивление усилительно-ограничительной схемы)
chipmaker.ru
126
Управление процессами точечной и шовной сварки'
вектор выходного напряжения будет также описывать дугу.
Однако в этом случае напряжение диагонали не остается посто-
янным, а изменяется по величине с изменением сопротивле-
ния R. Одновременно уменьшается и диапазон изменения
фазы, а соответственно и глубина регулирования угла включе-
ния управляемых вентилей.
В реальных схемах мостовых фазовращателей, используемых
в сварочной аппаратуре, сопротивление R состоит из двух
сопротивлений. Одно из них служит для начальной установки
фазы в зависимости от величины cos ср сварочной машины, дру-
гие. 3.42 Мостовой фазовращатель
с усилителем-ограничителем
Рис. 3.43. Схема управлений!
фазой за счет изменения внут-
реннего сопротивления лампы
гое — для ручной регулировки действующего значения свароч-
ного тока и маркируется надписью «Нагрев».
Важным вопросом является способ изменения активного-
сопротивления R. Простейший способ — механический (измене-
ние сопротивления за счет перемещения ползунка реостата)
в системах автоматического управления имеет очень ограничен-
ное применение вследствие необходимости затраты значительной
мощности и наличия инерционности. Более совершенным являет-
ся способ изменения сопротивления под действием электриче-
ского сигнала.
Схема управления фазой выходного напряжения электриче-
ским способом показана на рис. 3.43. В одно из плеч моста
вместо активного сопротивления R включается электронная
лампа и четыре полупроводниковых диода, образующие выпря-
мительный мост. При изменении управляющего напряжения-
подаваемого на сетку лампы, изменяется ее внутреннее сопро-
тивление. В результате общее сопротивление в плече мостового
фазовращателя также изменяется, что приводит к регулирова-
нию фазы выходного напряжения. Такая схема обладает и
Фазовращатели
127
Рис. 3.44. Схема управления фазой*
за счет сеточного смещения
усилительными свойствами, поскольку для изменения фазы
требуется небольшое управляющее напряжение.
В некоторых случаях, когда не требуется глубокое регулиро-
вание угла включения вентилей, изменение фазы можно полу-
чить за счет изменения сеточного смещения лампы. В узле-
формирования импульсов используется электронная лампа, на?
сетку которой подается синусоидальное напряжение (рис. 3.44, а)..
Изменение напряжения се-
точного смещения от Uc\ до UC2
приводит к изменению длитель-
ности протекания анодного то-
ка на величину а (рис. 3.44, б).
Поскольку импульсы в транс-
форматоре образуются в мо-
мент резкого изменения анод-
ного тока, то момент их обра-
зования будет зависеть от ши-
рины импульсов анодного тока
и от величины напряжения сме-
щения на сетке. В такой схеме
фаза выходных импульсов мо-
жет изменяться приблизитель-
но от 0 до 90°.
Схемы фазовращателей, ос-
нованные на электрическом ме-
тоде управления, применяются
в автоматических системах, в которых угол включения управляе-
мых вентилей изменяется в зависимости от электрических пара-
метров. Например, в системах стабилизации тока угол включения
изменяется автоматически под действием колебания напряжения
сети.
В фазовращателях, кроме регулирования фазы выходного’
напряжения, необходимо предусматривать возможность измене-
ния фазы положительной полуволны относительно фазы
отрицательной полуволны. Это необходимо для устранения
постоянной составляющей в первичном токе сварочного транс-
форматора.
Вследствие несимметрии работы фазовращающего устрой-
ства или неидентичности характеристик зажигания игнитронов
или управляемых вентилей угол включения вентиля, работаю-
щего при положительной полуволне, не будет равен углу
включения вентиля, работающего при отрицательной полуволне.
В результате полуволны тока будут не одинаковыми н возникнет
постоянная составляющая в первичном токе сварочного транс-
форматора. Это приводит к одностороннему подмагничиванию
трансформатора, нарушению установленного режима сварки
chipmaker, ru
128
Управление процессами точечной и шовной сварки
вследствие повышения намагничивающей составляющей первич-
ного тона, а иногда и к выходу из строя трансформатора.
Для устранения постоянной составляющей применяется
схема, изображенная на рис. 3.45. В диагонали фазовращателя
включают два сопротивления R2 и R3, с которых напряжения
в противофазе подаются на сетку двойного триода. В анодную
цепь лампы включены пиктрансформаторы Тр1 и Тр2, во вто-
ричных обмотках которых образуются остроконечные импульсы
напряжения, включающие силовые вентили. Импульсы в транс-
форматорах находятся в противофазе, так что Тр1 обеспечивает
Рис. 3.45. Схема фазовращения с уст-
ранением постоянной составляющей
включение вентиля при по-
ложительной полуволне, а
Тр2 — при отрицательной.
Изменяя величину сопротив-
ления R2 и напряжение, сни-
маемое с этого сопротивле-
ния, можно изменять дли-
тельность протекания анод-
ного тока по левой половине
лампы. Соответственно и мо-
мент образования остроко-
нечного импульса будет сме-
щен на некоторый угол.
Таким образом, за счет
изменения сопротивления R2 можно смещать фазу импульсов,
включающих вентили при положительной полуволне, относитель-
но фазы импульсов, включающих вентили при отрицательной
полуволне. Изменяя сопротивление R2, называемое «корректо-
ром», добиваются симметрии полуволн сварочного тока, контро-
лируя это по специальному прибору. В некоторых устройствах
устранение постоянной составляющей происходит автоматически,
за счет изменения сопротивления R2 электрическими мето-
дами [17].
Мостовые фазовращатели наряду с простотой схемы облада-
ют некоторыми недостатками, ограничивающими их применение
в современных сварочных установках. Основные из этих
недостатков следующие: 1) существенная нелинейность зависи-
мости фазы выходного напряжения от величины регулируемого
сопротивления R, так как а ~ 2arctg—; 2) зависимость ампли-
туды и фазы выходного напряжения от нагрузки; 3) невозмож-
ность получения глубокого регулирования фазы в реальных
случаях нагруженного фазовращателя.
Фазовращатели с регулированием напряжения смещения
также обладают нелинейными характеристиками и имеют узкий
диапазон регулирования — от 0 до 90°.
Фазовращатели
129
Лучшими характеристиками обладают фазовращатели, в ко-
торых используются импульсные устройства. Блок-схема такого
фазовращателя показана на рис. 3.46. От формирователя Ф на
вход генератора пилообразного напряжения Г подаются остро-
конечные импульсы, синхронизированные с частотой сети. Ча-
стота этих импульсов 100 гц. Пилообразное напряжение подает-
Рис. 3.46. Блок-схема импульсного фазовращателя:
Ф — формирователь; Г — генератор пилообразного напряжения;
Т —. несимметричный триггер с эмиттерной связью
ся на вход несимметричного триггера с эмиттерной связью Т,
на выходе которого получаются прямоугольные импульсы. После
дифференцирования прямоугольников остроконечные импульсы
используются для включения
управляемых вентилей.
Несимметричный триггер с
эмиттерной связью представ-
ляет собой импульсное устрой-
ство, в котором при достижении
входным сигналом определен-
ного уровня срабатывания про-
исходит быстрый переход из
одного состояния в другое. Из-
меняя уровень срабатывания
(Ucpi, Ucpz), можно регулиро-
вать момент переброса тригге-
ра (рис. 3.47). Это позволяет
смещать передний фронт пря-
моугольного импульса за счет
изменения управляющего на-
^сети
Рис. 3.47. Диаграммы напряжений
импульсного фазовращателя
пряжения. Поскольку передний фронт прямоугольника опреде-
ляет момент образования остроконечного выходного импульса, то
фаза этого импульса также зависит от управляющего напря-
жения.
Принципиальная схема фазовращателя показана на рис. 3.48.
Генератор пилообразного напряжения собран на триоде Т1.
В исходном положении триод Т1 закрыт и конденсатор С2 заря-
жается через сопротивление R4 от напряжения источника. Па-
раметры зарядной цепи выбираются так, что используется
только линейный нарастающий участок напряжения заряда.
chipmaker.ru
130
Управление процессами точечной и шовной сварки
В момент прихода отрицательного импульса на базу Ti от
формирователя триод открывается и конденсатор С2 быстро
разряжается. Дальше процесс заряда и разряда продолжается
периодически с частотой импульсов формирователя, равной
100 гц. Пилообразное напряжение с конденсатора С2 через
сопротивление R5 подается на вход несимметричного триггера
с эмиттерной связью.
Триггер собран на двух триодах Т2 и ТЗ. В исходном положе-
нии Т2 закрыт, а ТЗ — открыт. Уровень срабатывания триггера,
определяемый падением напряжения на сопротивлении R10,
выбирается таким, чтобы при отсутствии управляющего на-
пряжения не происходило переброса триггера. При подаче
Рис. 3.48. Схема импульсного фазовращателя
управляющего напряжения, когда напряжения пилы достигают
уровня срабатывания, триод Т2 открывается, а ТЗ закрывается.
На коллекторе триода ТЗ образуется импульс напряжения, дли-
тельность которого пропорциональна управляющему напряже-
нию. Этот импульс дифференцируется пиктрансформатором,
в обмотках 'которого возникает остроконечный импульс, вклю-
чающий управляемый вентиль силового контактора.
Диапазон регулирования фазы выходных импульсов прак-
тически не зависит от нагрузки и приблизительно равен 180°,
а зависимость фазы от управляющего напряжения близка к
линейной. Простой метод регулирования фазы за счет управ-
ляющего напряжения обусловливает \ ниверсальность этого
фазовращателя, пригодного как для ручного, так и для автома-
тического управления.
§ 13. УНИВЕРСАЛЬНЫЕ ПРОГРАММИРУЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
Устройство с записью программы на- перфодиске [92] пред-
назначено для управления сварочными контактными машинами.
Режим сварки (последовательность включения и длительность
операций, а также длительность, форма и величина импульса
Универсальные программирующие устройства
131
сварочного тока, тока подогрева и термической обработки, вели-
чина давления) задается на перфодиске (рис. 3.49). В перфо-
диске пробиваются отверстия, соответствующие определенной
программе режима сварки.
Схема универсального про-
граммирующего устройства со-
стоит из блоков ввода програм-
мы, преобразования програм-
мы тока и преобразования про-
граммы давления (рис. 3.50).
Схема работает следующим об-
разом.
Носитель информации —
перфодиск из светонепроницае-
мой бумаги с отверстиями, со-
ответствующими записанной
Программе тока И давления,— Рис. 3.49. Перфодиск в блоке считы-
устанавливается на прозрач- вания
ном диске и приводится во вра-
щение синхронным электродвигателем, что дает возможность син-
хронизировать программу с напряжением сети. В момент прохож-
дения отверстий перед источником света на фотодиоды попадает
0 с 8 е т ипЕли
Рис. 3.50. Схема универсального программирующего устройства
с записью программы на перфодиске
световой поток. В результате этого возникают импульсы напря-
жения, которые после усиления поступают в блоки преобразова-
ния программы тока и давления.
Блок преобразования программы тока (дешифратора)
предназначен для преобразования поступающих импульсов
считывания в управляющее напряжение ступенчатой формы.
chipmaker.ru
132
Управление процессами точечной и шовной сварки
Схема дешифратора состоит из триггерных ячеек, которые
обеспечивают ток / = 1-2п, протекающий через сопротивления
Яь Rs, Rn- Для каждой ячейки показатель степени имеет свое
значение и может быть вычислен по формуле
/I — -------.
Ri + RB
где Un — напряжение питания триггера;
Ri —выходное сопротивление триггера;
Ro — суммирующее сопротивление.
Подбором сопротивлений Ri, Rs, Rm можно выбрать такой
показатель степени п, чтобы ток, протекающий через эти
сопротивления, был соответственно Л = 1/; Is — 21', /з = 4/;
Л = 8/ и т. д. В этом случае через суммирующее сопротивление
будет протекать ток
m
Падение напряжения на сопротивлении Ro будет равно
m
^VnP = Roy, 1K
k=i
Как показал опыт, достаточно иметь четыре триггерные ячей-
ки, которые при использовании двоичного кода позволяют полу-
чить 15 ступеней управляющего напряжения:
Uynp = (1 . 2° + 1 • 21 + 1 22 + 1 - 23) U = 15(7.
При этом минимальное изменение сварочного тока будет
6,6% 1ша\. Ступенчатое управляющее напряжение программы
подается на фазовращатель, где преобразуется в фазу угла
зажигания тиратронов игнитронного контактора силовой цепи.
При этом форма импульса сварочного тока соответствует задан-
ной программе.
Блок преобразования программы давления предназначен для
преобразования поступающих импульсов, записанных на до-
рожке давления, в заданную программу давления. Блок состоит
из рабочих и гасящих тиратронов. В анодные цепи рабочих
тиратронов включены исполнительные реле. В момент поступ-
ления импульса из блока ввода программы рабочий тиратрон
зажигается, реле срабатывает и включает соответствующий
пневматический клапан сварочной машины. Следующий импульс
программы зажигает гасящий тиратрон, который обеспечивает
гашение рабочего тиратрона и выключение реле и пневматиче-
ского клапана.
Универсальные программирующие устройства
133
Включенные в определенной последовательности эти клапаны
обеспечивают необходимое изменение давления в процессе
сварочного цикла. Гашение гасящих тиратронов происходит
автоматически при помощи специальной схемы.
Запись программы на перфодиске производится по таблицам
или графикам, составленным на основании предварительно
выбранного режима сварки данного изделия. В качестве при-
мера (рис. 3.51) приведены
график и таблица, по кото-
рым с помощью простейшего
перфоратора производится
запись программы. Согласно
графику на перфодиске про-
биваются отверстия в опре-
деленных местах: наличие
отверстия на перфодиске со-
ответствует — 1, а отсутст-
вие — 0. Разработанное про-
граммирующее устройство
может быть также примене-
но для шовной сварки.
Устройство с записью
Рис. 3.52. Универсальное программи-
рующее устройство с записью про-
граммы на перфокарте
программы по перфокарте (рис. 3.52) так же, как и предыдущее,
предназначено для управления сварочными контактными маши-
нами [91]. Блок-схема программирующего устройства приведена
на рис. 3.53.
Программа режима записывается на перфокарте (рис. 3.54)
в двоичном коде путем пробивания отверстий в соответствующих
местах. Считывающее устройство представляет собой набор
контактов, которые находятся в замкнутом или разомкнутом
положении, в зависимости от наличия или отсутствия отверстия
на перфокарте. Записанная программа режима сварки развора-
chipmaker, ru
134
Управление процессами точечной и шовной сварки
чивается во времени дискретно при помощи коммутаторных
декатронов. Отсчет времени производится декатронами син-
хронно с напряжением питающей сети. Максимальная длитель-
ность всего цикла зависит
Рис. 3.53. Блок-схема универсального
программирующего устройства:
БРП — блок развертки программы во
времени; СУ — считывающее устройство;
Д — дешифратор; Ф — фазовращатель;
ИК — игнитронный контактор
от числа декатронов, уча-
ствующих в развертке
программы.
В дешифраторе проис-
ходит преобразование за-
писанной в двоичном коде
информации в напряже-
ние ступенчатой формы.
Кроме выходного управ-
ляющего напряжения,
программирующее устрой-
ство может выдавать раз-
личные вспомогательные
команды, а также программу давления. Программа вспомога-
тельных операций и давления записывается на этой же. перфо-
карте.
Рис. 3.54. Перфокарта
Устройство ввода программы. Считывающее устройство сов-
местно с устройством ввода программы состоит из двух кон-
тактных панелей, на которых смонтированы подпружиненные
контакты. Количество контактов, расположенных по горизонта-
ли, зависит от требуемого времени цикла и определяется по
формуле
Универсальные программирующие устройства
135
2.1
где Т — — ,t4 — время сварочного цикла.
Количество контактов, расположенных по вертикали, зависит
ст требуемой точности аппроксимации формы импульса тока и
числа вспомогательных программируемых операций. Считыва-
ние информаций всего столбца осуществляется дискретно по
периодам или полупериодам напряжений питающей сети.
Схема развертки программы во времени. Схема развертки
программы во времени построена на коммутаторных декатро-
нах типа А101 и работает по принципу счетчика импульсов
(рис. 3.55). Принцип действия схемы следующий.
Рис. 3.55. Блок-схема развертки программы во времени
Формирователь генерирует остроконечные импульсы, частота
которых (50 или 100 гц) жестко связана с частотой сети. После
усиления импульсы поступают на запуск декатрона единиц.
Разряд этого декатрона перебрасывается с одного катода на
другой при приходе каждого запускающего импульса на его
вход. С последнего катода этого декатрона импульс напряжения
после усиления подается на вход декатрона десятков и перебра-
сывает его разряд на соседний катод.
При помощи перфокарты и контактного считывающего
устройства контакты К1 и /С2 подключаются к соответствующим
катодам декатрона единиц и декатрона десятков. В результате
появления напряжения на этих катодах соответственно запи-
санной программе схема совпадения «И» выдает электрический
сигнал. Напряжение со схемы совпадения подается через усили-
тель на запуск декатрона переключения операций и осуществля-
ет сброс на «0» декатронов единиц и десятков. На этом закан-
чивается развертка во времени информации, соответствующей
1-й операции. Аналогично производится развертка во времени
программы для следующих операций.
Применение трех декатронов (двух для отсчета времени и
одного для переключения операций) дает возможность задать
время для десяти операций длительностью от 0,02 до 2 сек
каждая. Таким образом, суммарное максимальное время всего
цикла составит 20 сек при задании времени через 0,02 сек.
chipmaker.ru
136 Управление процессами точечной и шовной сварки
Изменяя частоту запускающих импульсов, можно увеличивать
или уменьшать время цикла.
Схема дешифратора. Напряжение, снимаемое с катодов
декатронов, через считывающее устройство подается на дешиф-
ратор. В нем преобразуется записанный код в напряжение
ступенчатой формы, которое является выходным и в дальней-
шем управляет фазовращателем.
Дешифратор представляет собой устройство, которое со-
стоит из ряда усилителей-ограничителей. Ток, протекающий
от каждого усилителя-ограничителя через общее сопротивление
Ro, представляет собой алгебраическую сумму вида
S
Л + ^2 + 1з + • • • + Д,
Г— 1
где Ц — ток от i-ro усилителя-ограничителя; s — число усили-
п—1
телей-ограничителей, определяемое из формулы N = ZaK-2h, как
s = k + 1. к=°
Падение напряжения на сопротивлении Ro является выход-
ным напряжением Uynp. Это напряжение подается на фазовра-
щатель, где преобразуется в фазу угла поджигания тиратронов
игнитронного контактора.
Работа схемы программирующего устройства (рис. 3.56).
При нажатии на педаль сварочной машины напряжение от схе-
мы включения открывает триод Т1. Остроконечные импульсы,
формируемые цепочкой R1, Д1, С1, поступают на базу триода
Т1 и после усиления подаются на запуск декатрона единиц Л1
через обмотку трансформатора ТрШ. Схема запуска декатрона
аналогична рассмотренной в предыдущем параграфе. По мере
поступления импульсов разряд декатрона перебрасывается на
соседние катоды. С последнего катода напряжение подается
на базу триода Т2. Конденсатор С2 служит для дифференцирова-
ния напряжения прямоугольной формы.
Триодом Т2 усиливается только отрицательный импульс,
соответствующий заднему фронту прямоугольного напряжения.
Усиленный импульс трансформируется во вторичную обмотку
Тр2П и подается на схему запуска декатрона десятков Л2. Та-
ким образом, разряд декатрона Л2 перебрасывается на соседний
катод только после каждых десяти импульсов, поступивших на
вход декатрона Л1.
Катоды декатронов Л1 и Л2 подключаются к схеме совпаде-
ния «И» через считывающее устройство. На выходе схемы
совпадения образуется импульс напряжения, когда на входе
одновременно будет напряжение от трех декатронов. Так, па-
пример, если длительность операции «Сжатие» равна 25 перио-
Рис. З.$6. Схема универсального программирующего устройства на декатронах
chipmaker.ru
13b Управление процессами точечной и шовной сварки
дам, то импульс на выходе схемы совпадения появляется, когда
разряд декатрона Л1 будет находиться на пятом катоде,
декатрона Л2— на втором катоде и декатрона ЛЗ— на первом
катоде.
После усиления триодом ТЗ остроконечный импульс через
ТрЗП подается на схему запуска декатрона ЛЗ, а через ТрЗШ
и Tp3IV обеспечивает сброс на «О» разряд декатронов Л1 и Л2.
Следующая операция отсчитывается аналогично.
Рис. 3.57. Перфоратор
Во время операции «Сварка» напряжение с катодов декатро-
на Л1 подается через считывающее устройство на дешифратор,
собранный на триодах Т4—Т7. В исходном положении эти трио-
ды открыты, а приходящие импульсы напряжения запирают их.
В зависимости от записанной программы напряжение подается
от шин 1, 2, 4, 8, соответственно двоичному коду. Сопротивления
7?2—R5 подобраны так, чтобы протекающий по сопротивлению
ток был равен 11, 21, 41, 81. Тогда при различных комбинациях
включения триодов Т4—Т7 можно обеспечить амплитуду выход-
ного напряжения, снимаемого с сопротивления /?0, от 1 до 15 в
относительных единицах Это напряжение является выходным
и подается на фазовращатель. Схема фазовращателя аналогич-
на описанной в § 12. На вторичных обмотках трансформатора
Тр4 образуются остроконечные импульсы напряжения, поджи-
гающие тиратроны игнитронного контактора.
Угол зажигания тиратронов и, соответственно, сварочный ток
определяются управляющим напряжением программы. При
помощи программирующего устройства включаются и выклю-
Универсальные программирующие устройства
139
чаются пневматические клапаны. Клапаны управляют работой
пневматических цилиндров, которые обеспечивают давление
между электродами.
Рис. 3.59. Осциллограммы сварочного
тока
Составление и изготовление программы. Запись программы
производится по данным технологических таблиц на специаль-
ном приспособлении — ручном перфораторе (рис 3.57). Для
записи программы необходимо и
в соответствующих местах пер-
фокарты пробить отверстия.
Программу составляют на
основании предварительно вы-
бранного режима. Строят соот-
ветствующий график, на кото-
ром наносят длительность опе-
рации «Сжатие», длительность
и форму импульса сварочного
тока «Сварка», длительность
операций «Проковка» и «Пау-
за». Рассмотрим на примере
построение и изготовление про-
граммы (рис. 3.58).
При помощи перфоратора в
перфокарте пробиваются отвер-
стия в соответствии с заданной
длительностью каждой опера-
ции. Форма импульса тока за-
дается в двоичном коде так:
пробиваются отверстия в пер-
вом периоде—1, во втором —
2, в третьем — 1 + 2 = 3, в чет-
вертом — 4, в пятом, шестом и
седьмом — 1 + 2 + 4 = 7. Ам-
плитуда выходного управляю-
щего напряжения соответствует
нагреву. Перфокарта устанав-
ливается в считывающем устройстве, и в дальнейшем програм-
мирующее устройство работает автоматически.
При помощи программирующего устройства можно осущест-
вить плавное нарастание тока (рис. 3.59, а), задать отдельно подо-
гревный импульс и плавный спад сварочного импульса
(рис. 3.59,6); обеспечить термическую обработку (рис. 3.59, в)
или многоимпульсную сварку (рис. 3.59, г).
chipmaker.ru
Ас ТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ТОЧЕЧНОЙ
И ШОВНОЙ (РОЛИКОВОЙ) СВАРКИ
§ 14. АНАЛИЗ ВОЗМУЩАЮЩИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
В ПРОЦЕССЕ сварки возникают различные возмущаю-
щие воздействия. Возмущения действуют как на сва-
рочную машину, так и непосредственно на свариваемую точку,
в результате чего процесс сварки протекает в условиях, отлич-
ных от номинальных.
К возмущениям, действующим на сварочную машину, отно-
сятся: колебание напряжения питающей сети UceTU, изменение
сопротивления контура машины (как активного г, так и индук-
тивного L), изменение геометрических размеров рабочей поверх-
ности электродов (диаметра электрода при точечной сварке и
ширины ролика при шовной сварке), колебание усилия сжатия
электродов вследствие изменения давления в воздушной сети
и т. п.
К возмущениям, действующим непосредственно на сваривае-
мую точку, относятся изменение толщины листов, свариваемых
деталей, изменение сопротивления контакта деталь — деталь
вследствие наличия различных окисных пленок и окалины, шун-
тирование сварочного тока ранее сваренными точками или слу-
чайными контактами и т. д.
Кроме перечисленных возмущений, возможны и другие, кото-
рые в связи с незначительной величиной в меньшей степени ска-
зываются на процессе (изменении теплофизических свойств и хи-
мического состава металла, изменении режима охлаждения элек-
тродов и т. и.). Все эти возмущения приводят к изменению усло-
вий образования литого ядра и ухудшают качество сварки.
Рассмотрим подробнее влияние на процесс сварки некоторых
наиболее часто встречающихся возмущений.
Колебания напряжения питающей сети. Количество выделяю-
щегося при сварке тепла зависит от величины тока и, следова-
тельно, от напряжения питающей сети. Изменение количества
выделившейся тепловой энергии существенно влияет на глубину
проплавления, размеры литого ядра и качество сварки. В общем
случае зависимость прочности точек на срез от изменения па-
Анализ возмущающих воздействий
141
пряжения питания имеет вид, показанный на рис. 4.1. Эта зави-
симость отражает общий характер изменения прочности точки
при уменьшении напряжения сети. В каждом конкретном случае
она может значительно отличаться в зависимости от режима
сварки, теплофизических свойств материала, конструкции и т. д.
Наиболее опасным является уменьшение напряжения пита-
ния, что приводит к снижению прочности и даже к полному не-
провару. Повышение напряжения также отрицательно сказывает-
ся на качестве сварки. В этом случае
могут возникать выплески жидкого
металла, прожоги и т. д.
Снижение напряжений питающей
сети довольно часто наблюдается в
производственных условиях. Напря-
жение может изменяться как плавно,
так и скачкообразно. Кратковремен-
ные изменения напряжения могут
достигать —25% ~ +15% [7сети. Такие
изменения напряжения существенно
влияют на процесс сварки, в значи-
тельной степени снижают качество
сварных швов.
Изменение сопротивления вторич-
ного контура сварочной машины. Сва-
Рис. 4.1. Зависимость проч-
ности сварных точек от ко-
лебания напряжения сети
[20]
рочный ток зависит от активного и
индуктивного сопротивлений машины. Изменение этих сопро-
тивлений в процессе сварки приводит к изменению сварочного
тока и энергии, что существенно влияет на качество сварки.
Одной из основных причин изменения сопротивления вторич-
ного контура сварочной машины является введение в этот кон-
тур значительных ферромагнитных масс при сварке изделий
больших габаритных размеров. Установлено, что при введении
в контур машины значительных ферромагнитных масс индуктив-
ное сопротивление контура увеличивается вследствие увеличения
магнитной проницаемости среды. Это приводит к уменьшению ве-
личины сварочного тока, уменьшению прочности точек вплоть до
полного непровара. Проведенные исследования показали, что из-
менение индуктивного сопротивления контура в большей степени
зависит от конфигурации введенных деталей, чем от площади их
сечения [20]. Из зависимости, приведенной на рис. 4.2, видно, что
с увеличением ширины листов индуктивное сопротивление конту-
ра увеличивается.
Особенно сильно может уменьшиться сварочный ток при свар-
ке изделий, которые надевают на хобот машины, например при
сварке обечаек из ферромагнитных материалов. При введении
в контур машины ферромагнитных масс увеличивается не только
chipmaker, ru
142 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
индуктивное, но и активное сопротивление контура. Увеличение-
активной составляющей полного сопротивления объясняется по-
терями на гистерезис и вихревые токи. Изменение активного и.
индуктивного сопротивлений контактных машин является одним
из основных и существенных возмущающих воздействий, часто
встречающихся в производственных условиях.
Изменение размеров рабочей поверхности электродов (диа-
метра электродов). Диаметр свариваемой точки зависит от диа-
метра применяемых электродов. Естественно, изменение диамет-
ра электродов влечет за собой изменение размеров точки. В про-
изводственных условиях в
Рис. 4.2. Зависимость индуктив-
ного сопротивления контура от
ширины листов при постоянной
площади их сечения [20]
процессе сварки происходит износ
электродов, в результате чего из-
меняется конфигурация и размеры
рабочей (контактной) поверхности
электродов. Степень износа элек-
тродов зависит от свариваемого'
материала, чистоты его поверхно-
сти, режима сварки, интенсивности
охлаждения электродов, материа-
ла, из которого изготовлены элек-
троды, и т. д.
Износ электродов обычно при-
водит к увеличению диаметра кон-
тактной поверхности, что изменяет
характер нагрева свариваемых де-
талей и температурное поле. С увеличением поверхности сопри-
косновения электрода с металлом уменьшается плотность сва-
рочного тока и, следовательно, глубина проплавления и разме-
ры литого ядра. Это приводит к уменьшению прочности свар-
ных точек. Из рис. 4.3 видно, что для выбранного режима свар-
ки существует оптимальный диаметр электродов, при котором
достигается максимальная прочность точки. Увеличение диа-
метра электродов приводит к уменьшению прочности точек, вна-
чале медленному, а затем быстрому. Аналогичная картина на-
блюдается при шовной роликовой сварке. Износ электродов-
роликов приводит к увеличению ширины ролика, уменьшению
плотности тока и соответственно снижению прочности.
Изменение усилия сжатия электродов. Усилие сжатия элек-
тродов влияет как на величину сопротивления свариваемых дета-
лей, так и на степень пластической деформации металла в зоне
сварки. Изменение сопротивления приводит к изменению коли-
чества выделяющегося тепла и нарушению режима нагрева ме-
талла.
При увеличении усилия сжатия электродов сопротивление
уменьшается и, несмотря на некоторое увеличение тока, энергия,
выделившаяся в месте сварки, становится меньше, чем требуется
Анализ возмущающих воздействий
143.
для нормальной сварки. Из рис. 4.4 видно, что с увеличением
давления прочность точек значительно падает.
Повышение давления приводит к увеличению истинной пло-
щади соприкосновения электрода с деталью, что влечет за собой
уменьшение плотности тока и соответственно понижение прочно-
сти точек. Уменьшение давления обычно также приводит к по-
нижению прочности и значительному разбросу по прочности. Это
объясняется появлением значительных выплесков жидкого ме-
талла за счет увеличения плотности тока, уменьшением размеров,
литого ядра и нестабильностью процесса сварки.
Рис. 4.3. Зависимость прочности
сварной точки от диаметра элект-
рода [20]
Рис. 4.4 Зависимость проч-
ности сварной точки от усиг
ли я сжатия электродов [20]
Таким образом, необходимо стабилизировать усилие сжатия
между электродами либо компенсировать его изменение регу-
лированием величины или времени протекания сварочного тока.
Последний способ имеет существенный недостаток, заключаю-
щийся в изменении конфигурации точки при изменении свароч-
ного тока и времени его протекания.
Шунтирование сварочного тока. В процессе сварки различ-
ных конструкций величина тока, протекающего через сваривае-
мую точку, может изменяться вследствие ответвления части тока
через ранее сваренные точки или случайные контакты между
листами, которые образуются за счет неровностей этих листов.
Поскольку суммарное значение сварочного тока изменяется не-
значительно, то величина тока, протекающего через свариваемую
точку, будет меньше, чем при отсутствии шунтирования. Это при-
водит к уменьшению выделения энергии в месте сварки. Кроме
того, в шунтирующих цепях энергия бесполезно затрачивается
на нагрев.
В гл. 1 было показано, что степень шунтирования зависит от
шага точек, толщины свариваемых деталей и диаметра точек.
С увеличением толщины деталей и уменьшением соотношения’
шага точек к диаметру точек степень шунтирования возрастает.
chipmaker.ru
144 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
На рис. 4.5, а и б показаны зависимости прочности точек, от тол-
с
~d'
щины деталей и отношения
где с — шаг точек, d — диаметр
точек. Снижение прочности точек объясняется уменьшением сва-
рочного тока, протекающего через свариваемую точку.
В ряде случаев шунтирование проявляется очень сильно и
является одним из существенных возмущений, оказывающих
большое влияние на прочность сварных точек. Шунтирование
может привести к значительному снижению прочности, вплоть до
полного непровара.
Рис. 4.5. Зависимость прочности сварной точки от толщины деталей (а)
и отношения шага к диаметру точек (б); Si — без шунтирования;
s2 — с шунтированием [20]
При сварке изделий шунтирование тока соседними точками
можно скомпенсировать увеличением тока или времени его про-
текания. Влияние случайных шунтирующих контактов можно в
значительной мере снизить при помощи автоматического регули-
рования процесса.
На процесс сварки и на прочность сварных точек могут ока-
зывать влияние и другие возмущения: изменение сопротивления
деталей за счет наличия пленок окислов и колебания толщины
за счет допусков на прокат, изменение степени охлаждения элек-
тродов и т. д. Однако в большинстве случаев эти возмущения
в меньшей степени нарушают процесс сварки.
Необходимо учитывать возможность одновременного воздей-
ствия нескольких возмущений.
В общем случае тот или иной показатель качества сварного
соединения (прочность, размеры литого ядра) является функцией
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
145
многих переменных f(xi, х2, х3, ..., хп), где лу, х2, х3, ..., хп — пара-
метры режима сварки, линейные размеры электродов, величины,
характеризующие состояние поверхностей свариваемых деталей,
шунтирование и пр.
При одновременном воздействии нескольких возмущений по-
казатель качества сварного соединения изменяется на величину
Af ~ -У- Ах, + Дх2 + Д%3 + . . . + Ал„.
о*1 дх2 дх3 дхп
Даже при малой абсолютной величине возмущений Дх их
одновременное воздействие может существенно отразиться на
качестве сварного соединения. Этим можно объяснить периодиче-
ское появление дефектных соединений даже при строгом соблю-
дении технологии сварки.
§ 15. КЛАССИФИКАЦИЯ И ОБЗОР СИСТЕМ
АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
Основная задача автоматического регулирования процесса
сварки — поддержание постоянными параметров процесса при
действии различных возмущений. В некоторых случаях требуется
изменять параметры процесса по определенному закону. В основ-
ном режим сварки характеризуется величиной сварочного тока,
временем его протекания, усилием сжатия электродов и их раз-
мерами, а также скоростью перемещения свариваемых деталей
при шовной сварке. Изменение любого из этих параметров при-
водит к снижению качества сварных соединений, вплоть до пол-
ного непровара. Кроме того, возможны другие дефекты: пере-
жоги, выплески и т. д.
В связи с кратковременностью процесса сварки обеспечить
стабилизацию параметров и соответственно высокое качество свар-
ных соединений без автоматического регулирования практически
невозможно. Система автоматического регулирования должна в
течение короткого времени (нескольких сотых секунды и менее)
произвести операции измерения, сравнения и выдать управляю-
щий сигнал, обеспечивающий стабилизацию различных парамет-
ров режима сварки. Современные регуляторы состоят из слож-
ных электронных узлов, различных по устройству и по выполняе-
мым функциям. Сами регуляторы, входящие в системы
регулирования, также выполняют различные функции в соответ-
ствии с их назначением.
Системы автоматического регулирования процесса сварки в
зависимости от параметра регулирования можно разбить на две
большие группы (рис. 4.6):
I. Системы регулирования электрических параметров режима
сварки.
chipmaker.ru
146 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
II. Системы регулирования физических параметров режима
сварки.
1\ первой группе относятся; 1) регуляторы сварочного тока;
2) регуляторы параметра Incet ; 3) регуляторы мощности и энер-
гии; 4) регуляторы падения напряжения между электродами.
Ко второй группе относятся; 1) регуляторы температуры око-
лоэлектродной зоны и инфракрасного излучения; 2) регуляторы
перемещения электро-
дов под действием теп-
лового расширения ме-
талла; 3) регуляторы
электрического сопро-
тивления участка цепи
между электродами.
Возможны системы
регулирования двух и
более параметров, как
электрических, так и
физических.
Обобщенная струк-
турная схема системы
автоматического регу-
лирования по отклоне-
нию регулируемой ве-
личины приведена на
рис. 4. 7. В схеме имеет-
ся отрицательная об-
за счет которой обеспе-
автомати-
Рис. 4.6. Классификация систем
ческого регулирования
величине,
ратная связь по регулируемой
чивается стабилизация параметра регулирования.
Регуляторы сварочного тока. Сварочный ток является одним
из основных параметров, характеризующих режим сварки. Жест-
ко заданная устройством управления величина тока может изме-
ниться в процессе сварки под действием различных возмущений.
Наиболее существенные возмущения, которые приводят к изме-
нению тока, следующие; колебание напряжения питающей сети —
изменение параметров контура сварочной машины (вследствие
введения в контур ферромагнитных масс, колебания температуры
окружающей среды и нагрева токоведущих частей машины), из-
менение сопротивления свариваемых деталей и т. д.
Существуют различные регуляторы тока, разработанные в Со-
ветском Союзе и за границей. Регуляторы входят в замкнутые
системы автоматического регулирования с отрицательной обрат-
ной связью по регулируемой величине (сварочному току). Они
поддерживают требуемое значение сварочного тока с определен-
ной точностью независимо от причин, вызывающих изменение
тока.
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
147
Рис. 4.7. Структурная схема
системы регулирования по от-
клонению регулируемой вели-
чины:
СМ — сварочная машина; ИУ —
измерительное устройство; Ф —
фазовращатель
гальваническими покрытиями
В ИЭС им. Е. О. Патона разработан регулятор, обеспечиваю-
щий стабилизацию сварочного тока и его изменение по задан-
ному закону 195]. Регулятор обладает сравнительно высокой точ-
ностью как в статическом, так и динамическом режиме, что позво-
ляет использовать его при кратковременных режимах и
с произвольной программой изменения тока. Последняя модель
регулятора обладает улучшенными характеристиками [63].
Регулятор типа РСТ-1, разработанный в НПАТе, поддержи-
вает эффективное значение сварочного тока с точностью ±5%
при изменении возмущающего
воздействия на ±15% [134].
Электрическая схема регулятора
довольно простая, хотя и не обе-
спечивает высокой точности ста-
билизации. Регулятор не пред-
назначен для использования при
особо жестких режимах и с про-
извольной программой измене-
ния тока.
Подобного типа регулятор
разработан за границей [143].
Регулятор стабилизирует сва-
рочный ток с точностью ±1%,
при изменении возмущающего
воздействия на ±10%. Быстро-
действие этого регулятора невы-
сокое (2,5 периода), и он не
предназначен для программного
изменения тока.
Для осуществления возмож-
ности плавного нарастания тока
при сварке металла с окалиной и
разработан специальный регулятор [150].
Применение регуляторов дает возможность стабилизировать
сварочный ток и устранять влияние колебания напряжения сети,
изменения сопротивления сварочного контура машины вследствие
его нагрева или внесения ферромагнитных масс. Однако остаются
нескомпенсировавными другие возмущения, влияющие на процесс
сварки и ухудшающие качества сварных швов. К этим возмуще-
ниям относятся изменения размеров рабочей поверхности элек-
тродов вследствие износа, изменение усилия сжатия электродов,
шунтирование тока и т. п.
Регуляторы параметра . В работах [142, 145, 146] опи-
саны регуляторы, поддерживающие постоянным произве-
дение сварочного тока в п-й степени (п — 1, 2, ...) на время
сварки.
chipmaker.ru
148 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Принцип действия регулятора заключается в следующем. На-
пряжение, пропорциональное сварочному току U = klce, подает-
ся на цепь RC. Если сварочный ток не изменяется во времени,
то напряжение на конденсаторе С определяется формулой
Для больших RC и малых t приближенно можно считать
W с klcgt -
При достижении определенного заданного напряжения проис-
ходит срабатывание исполнительного реле и сварочный ток от-
ключается. Если по каким-либо причинам сварочный ток стал
меньше заданного (например, при уменьшении напряжения сети),
то автоматически увеличивается время сварки так, чтобы
Icet = const.
Таким образом, особенностью таких регуляторов является то,
что они воздействуют на время прохождения сварочного тока.
Существующая взаимосвязь между величиной сварочного тока и
временем его протекания для различных размеров ядра принци-
пиально позволяет создать устройство, обеспечивающее стабиль-
ную прочность шва за счет регулирования времени сварки [24].
Однако проведенный анализ показал, что регуляторы, обеспечи-
вающие Icet = const, недостаточно увеличивают время сварки
при уменьшении тока, т. е. работают с недокомпенсацией.
Е1есколько лучшее приближение к необходимому изменению
времени сварки дает схема, описанная в работе [145], где на
цепь RC подается напряжение, пропорциональное квадрату сва-
рочного тока и = kl2ce.
В некоторых схемах напряжение, подаваемое на цепь RC,
пропорционально третьей или четвертой степени сварочного тока.
В работе [146] описан регулятор, в котором в качестве нелиней-
ного элемента используется диод с вольфрамовым катодом. Недо-
статком регуляторов такого типа является то, что в ряде случаев
время сварки недопустимо возрастает, увеличивается зона тер-
мического воздействия в сварном соединении и уменьшается про-
изводительность сварки. Эти регуляторы также не компенсируют
изменения размеров рабочей поверхности электродов, усилия
сжатия между ними, шунтирования и т. д.
Регуляторы мощности и энергии. Более совершенными явля-
ются регуляторы, которые стабилизируют мощность или энергию,
выделяющуюся на участке цепи между электродами. В рабо-
те [122] описан электронный прерыватель, отключающий свароч-
ный ток при достижении энергией заданного значения. Принцип
действия прерывателя заключается в следующем. Цепь RC вклю-
чена в цепь электронной лампы, на анод которой подается на-
пряжение, пропорциональное сварочному току, а на сетку — про-
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
149
порциональное падению напряжения между электродами. При
достижении напряжением на конденсаторе заданного значения
сварочный ток отключается. Таким образом, независимо от дей-
ствующих возмущений энергия, затраченная на сварку, всегда
равна заданной величине. К недостаткам регулятора следует от-
нести несовершенство электрической схемы: используемая для
умножения электронная лампа не позволяет производить эту
операцию с достаточной степенью точности.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработаны регуляторы мощности,
позволяющие достаточно точно производить операцию умноже-
ния двух величин и имеющие устройства для компенсации наво-
док [63]. Технологические испытания этого регулятора показали,
что он обеспечивает высокую прочность свариваемых точек при
действии различных возмущений: колебания напряжения сети,
изменения параметров контура машины, изменения геометриче-
ских размеров рабочей поверхности электродов, усилия сжатия
между ними, шунтирования и т. д.
Кроме регуляторов мощности и энергии, имеются также при-
боры, которые измеряют эти параметры и сигнализируют опера-
тору об отклонениях от нормы [148]. В случае существенных от-
клонений прибор отключает сварочную машину и показывает, что
сварка в данных условиях невозможна.
К регуляторам мощности относится кибернетическая система
управления, разработанная в Институте кибернетики АН УССР
[118]. Система состоит из устройства задания программы управ-
ления, устройства отработки и устройства автоматической кор-
рекции, осуществляющего коррекцию программы в зависимости
от действия возмущений, нарушающих заданный закон измене-
ния регулируемого параметра.
Величина средней мощности за полупериод равна
Р = — Up,
лх
где U — напряжение сети;
р = i2 sin <р cos <р.
Отсюда следует, что мощность зависит от индуктивного со-
противления х, напряжения сети U и параметра р. Параметр р
является функцией угла зажигания а, угла горения л и угла
Ф = arctg ~ .
*'Н
Схема регулятора (рис. 4.8) работает следующим образом.
Выбирается значение р, соответствующее определенной мощно-
сти Р, и подается на матрицу соответствия кодов р, ф и а. На
выходе матрицы получается значение а, соответствующее какому-
то значению ф. Во время прохождения импульса тока измеряется
150
Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
угол горения Значения л одновременно с а подаются на мат-
рицу соответствия кодов а, л и ф. На выходе матрицы получается
значение ф, которое подается на матрицу соответствия кодов р,
Ф и а. Если угол ф совпадает с установленным, то соотношение
между р и а определяется выбранной кривой, если же не совпа-
дает, то происходит переключение на необходимую кривую.
При действии возмущений, например изменении /?, изменя-
ются Z и <р. Для нового значения ф матрица соответствия выдает
Рис. 4.8. Структурная схема кибернетической системы ре-
гулирования; ПДК— программный датчик кодов;
ФИ—формирователь импульсов зажигания из кодов и;
СМ — сварочная машина; блоки приема кодов: БПКр,
БПК<|', БПКЛ
новое значение ц. При этом сохраняется величина подводимой
мощности.
Быстродействие регулятора составляет один полупериод на-
пряжения питающей сети. Недостатком регулятора является от-
носительная сложность схемы, а также то, что регулирование
ведется по суммарному значению сопротивления контура маши-
ны и свариваемой точки. Регулятор проходит технологические
испытания при сварке.
Регуляторы падения напряжения между электродами. Одним
из наиболее перспективных параметров регулирования сварочно-
го процесса является падение напряжения между электродами.
Принцип регулирования по падению напряжения между электро-
дами предложен и теоретически обоснован в работах [59, 139].
Для определения эффективности регулирования по падению на-
пряжения между электродами рассмотрим упрощеннук) модель
свариваемой точки (рис. 4.9, а). Будем считать, что ток прохо-
дит только через центральный столбик металла диаметром do
и равномерно распределен по сечению; плотность тока равна / (/);
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
151
контактные сопротивления отсутствуют, а удельное сопротивле-
ние металла равно р. Тогда для единичного объема металла,
выделенного внутри столбика, мощность нагрева определяется
формулой:
Р = £р/2(0.
где р — удельное электросопротивление;
/' (t) — плотн ость тока.
Рис. 4.9. К определению эффективности регулирования
по U3Jl-
а — без шунтирования- б — с шунтированием
Выделение мощности вдоль координаты х выражается фор-
мулой
X
Рх = \ kpj2 (/) dx.
О
Если х — 2d, где б — толщина свариваемого металла, то мощ-
ность, выделяемая в деталях, равна
Р25 = Лр/2(/)2б. (4.1)
Падение напряжения на элементарном объеме столбика ме-
талла равно :
du — р/ (0 dx. \/
Напряжение на деталях (между электродами) равно
28
\pi(t)dx = pj(t)26. (4.2)
о
Подставляя (4.2) в (4.1), получим
Р25 =
р2й
(4-3)
chipmaker.ru
152 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Таким образом, поддерживая U3Jl = const при неизменных р
и 6, можно обеспечить постоянство мощности, выделяемой в де-
талях.
Из формулы (4.3) видно, что при U3Jl = const мощность не
зависит от диаметра электродов и от усилия сжатия электродов.
В случае поддержания 1св = const при изменении диаметра элек-
тродов п давления плотность тока будет изменяться и соответ-
ственно будет изменяться мощность. Колебание напряжения сети
не сказывается на мощности как при Uajl = const, так и при
7се = const.
При шунтировании часть тока, проходящая через централь-
ный столбик металла, ответвляется и проходит через ранее сва-
ренную точку (рнс. 4.9, б). С увеличением степени шунтирования
увеличивается составляющая jy(t) и уменьшается /х(/). Мощ-
ность, выделяющаяся в деталях, уменьшается. Однако, если под-
держивать USJl = const, т. е.
26
U!)л = J р/х (t) dx = const,
о
то мощность будет возрастать, поскольку она зависит от суммар-
ной составляющей плотности тока. При стабилизации /св с уве-
личением степени шунтирования мощность, выделяющаяся между
электродами, уменьшается.
Несмотря на поддержание USJl = const, прочность точек при
шунтировании может несколько снижаться. Это объясняется тем,
что плотность тока зависит от координаты х и неравномерно рас-
пределена вдоль столбика металла: у электродов она максималь-
ная, а в центре — минимальная. Поскольку обычно ядро обра-
зуется в центре, а плотность тока там меньше, то и размеры ядра
могут несколько уменьшиться.
Однако, несмотря на это, поддержание U3Jl — const приводит
к лучшим результатам, чем поддержание Ice = const. Кроме того,
при Uajl = const уменьшается вероятность появления выплесков
за счет саморегулирования. При этом величина тока зависит от
сопротивления деталей и в процессе сварки постепенно увеличи-
вается, что благоприятно сказывается на формировании точки.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработан регулятор напряжения,
позволяющий стабилизировать падение напряжения между элек-
тродами либо изменять этот параметр по заданной программе.
В регуляторе предусмотрены меры по компенсации наводок,
а также устройство, сигнализирующее о невозможности сварки
в случае значительных отклонений параметров процесса от
нормы.
Подробное описание схемы регулятора и сравнительные тех-
нологические испытания приведены ниже. Регулятор обеспечи-
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
153
вает стабильное качество сварки при действии многих возмуще-
ний, включая шунтирование, изменение диаметра электрода
и т. д.
Регуляторы температуры околоэлектродной зоны и инфра-
красного излучения. Регуляторы температуры и инфракрасного
излучения относятся к системам регулирования по физическим
параметрам процесса. Температура ядра сварной точки является
одним из лучших параметров, отражающих качество сварки.
Однако, поскольку в настоящее время нет возможности непосред-
ственно измерить эту температуру, то в качестве параметра ис-
пользуют температуру околоэлектродной зоны. Установлены за-
висимости между температурой ядра и температурой поверхно-
сти металла как под электродом, так и вблизи него. Разработаны
регуляторы, отключающие сварочный ток при достижении темпе-
ратурой под электродом заданного значения [23, 18]. Основным
узлом таких регуляторов является измеритель температуры.
Температура измеряется термопарой, которая помещается в элек-
трод сварочной машины так, чтобы она практически касалась
поверхности свариваемого металла.
Регулирование по температуре позволяет стабилизировать
прочность сварных точек при колебании напряжения сети, изме-
нении диаметра рабочей поверхности электродов, изменении дав-
ления и степени шунтирования.
Эти регуляторы имеют ряд недостатков. Существенное влия-
ние на процесс регулирования оказывает подготовка поверхности
свариваемых деталей, размер и форма электродов, степень их
охлаждения. Кроме того, использование термопар увеличивает
инерционность регулятора, что не позволяет регулировать крат-
ковременные процессы сварки. Наконец, вследствие износа и за-
чистки электродов термопара имеет небольшой срок службы.
Существуют методы измерения температуры бесконтактным
способом при помощи фотоэлектрических пирометров или фото-
сопротивлений. Однако и этот метод имеет недостатки, поскольку
свечение металла наблюдается к концу процесса сварки, когда
ядро уже образовалось и поэтому можно лишь констатировать
его наличие. Активное регулирование процесса в этом случае за-
труднительно.
На показания пирометров и фотосопротивлений влияют внеш-
ние помехи: засветка от посторонних источников, изменение
плотности и прозрачности окружающей среды за счет наличия
паров воды, пыли и т. д. Лучшие результаты получены при ис-
пользовании фотодатчиков, чувствительных к инфракрасной об-
ласти спектра [34].
Регуляторы перемещения электродов под действием теплово-
го расширения металла. В процессе нагрева и последующего рас-
плавления металла наблюдается местное увеличение толщины
chipmaker.ru
154 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
свариваемых деталей и раздвижение электродов сварочной ма-
шины. Этот эффект предложено использовать в качестве пара-
метра, характеризующего качество -сварной точки [6, 7]. По ве-
личине перемещения электродов можно судить о процессе
образования расплавленной зоны и соответственно о качестве
сварки.
На этом принципе были созданы автоматические регуляторы
как в СССР [32, 97, 99], так и за границей [149]. Принцип работы
регулятора заключается в измерении величины перемещения
электродов и отключении сварочного тока, когда эта величина
достигнет заданного значения. Возможно программное регулиро-
вание по величине перемещения электродов.
Раздвижение электродов на достаточную величину является
прямым показателем расплавления металла и качества сварки,
поэтому регуляторы, построенные на этом принципе, обеспечи-
вают стабильность прочности сварных точек, независимо от ко-
лебания напряжения сети, шунтирования, изменения размеров
рабочей поверхности электродов и других возмущений.
Регуляторы электрического сопротивления участка цепи меж-
ду электродами. В процессе сварки электрическое сопротивление
участка цепи между электродами (с некоторым приближением
можно назвать его сопротивлением свариваемой точки) изме-
няется по определенному закону и к концу сварки, как правило,
меньше, чем в начале. По величине относительного уменьшения
сопротивления для некоторых материалов можно судить о каче-
стве сварного соединения [147].
Разработаны регуляторы, отключающие сварочный ток при
достижении сопротивления заданного значения. В некоторых слу-
чаях регулятор обеспечивает заданный закон изменения сопро-
тивления в процессе сварки [152].
В статье [144] описан комбинированный регулятор, который
стабилизирует падение напряжения между электродами и от-
ключает сварочный ток при заданной величине сопротивления
точки. Технологические испытания показывают, что регулятор
обеспечивает стабильное качество сварных соединений при дей-
ствии различных возмущений. Дальнейшие исследования позво-
ляют определить рациональную область применения таких регу-
ляторов.
Приведенная классификация систем автоматического регули-
рования по используемым параметрам, характеризующих каче-
ство сварки, естественно, не является полной, а лишь отражает
картину исследований, проведенных до настоящего времени.
Вполне возможно использование для автоматического регулиро-
вания других параметров, не вошедших в классификацию, на-
пример ультразвуковых колебаний, проходящих через сваривае-
мую точку.
Классификация и обзор систем автоматического регулирования
155
Возмущения
Рис. 4.10. Структурная схема систе-
мы регулирования по возмуще-
ниям:
СМ — сварочная машина; И У — из-
мерительное устройство; Ф — фазо-
вращатель
При регулировании процесса сварки применяется метод регу-
лирования по возмущению (рис. 4.10). Сущность метода заклю-
чается в измерении возмущающего воздействия и компенсации
его за счет изменения угла зажигания управляемых вентилей и,
следовательно, величины сварочного тока. Регуляторы, построен-
ные на этом принципе, обладают высоким быстродействием, поз-
воляют безынерционно отрабатывать возникающие возмущения
и не требуют расчета устойчивости, поскольку принципиально
система является разомкнутой. К недостаткам таких регуляторов
следует отнести сравнительно
низкую точность из-за нелиней-
ности зависимости /ee = f(a), а
также необходимость примене-
ния компенсирующих устройств
для каждого возмущающего
воздействия отдельно. Возму-
щения, по которым нет компен-
сирующих связей, не отраба-
тываются.
В зависимости от. того, по
каким возмущающим воздейст-
виям имеются компенсирующие
связи, регуляторы можно раз-
делить на несколько типов.
1. Регуляторы с компенси-
рующей связью по напряжению
питающей сети. Регулятор измеряет отклонение напряжения сети
от номинального значения и автоматически изменяет угол вклю-
чения управляемых вентилей, компенсируя это возмущение. На
таком принципе работает регулятор типа РАСТ [9].
компенсирующая связь по напряжению сети практически про-
сто реализуется и дает заметное улучшение прочностных харак-
теристик сварного соединения при колебании напряжения —
20% + 15% Однако компенсирующие устройства должны
разрабатываться с учетом нелинейных характеристик объекта
регулирования [93]. В среднем точность стабилизации регулируе-
мой величины в зависимости от сложности компенсирующих
устройств может быть 3—1,5% в рабочем диапазоне изменения
угла зажигания управляемых вентилей.
2. Регуляторы, в которых имеется компенсирующая связь по
индуктивности контура сварочной машины LBKe. Эта компенси-
рующая связь особенно необходима при шовной сварке различ-
ных крупногабаритных изделий, когда в контур машины входят
значительные ферромагнитные массы. В этом случае ток может
сильно уменьшиться, что приводит к непровару. Компенсация
этого возмущения позволяет поддерживать заданный режим и
chipmaker.ru
156 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
стабилизировать прочность сварного шва. Основная трудность
заключается в разработке соответствующих измерительных дат-
чиков.
3. Регуляторы с компенсирующей связью по величине усилия
сжатия электродов. Поскольку равнопрочное соединение можно
получить в некотором диапазоне величины тока и давления, то
изменение давления можно скомпенсировать некоторым измене-
нием тока. В схему регулятора вводится измеритель давления,
в зависимости от показаний которого автоматически изменяется
сварочный ток.
4. Регуляторы, в которых имеется компенсирующая связь по
диаметру рабочей поверхности электродов. В процессе сварки
по мере износа рабочая поверхность электродов точечных и роли-
ковых машин увеличивается, вызывая уменьшение плотности тока
в зоне сварки. Это приводит к появлению непровара. Если же
в процессе сварки непрерывно или периодически измерять диа-
метр (при точечной сварке) или ширину (при роликовой сварке)
рабочей части электрода и автоматически вносить соответствую-
щие поправки в угол зажигания управляемых вентилей, обеспе-
чивая увеличение тока при износе электрода, то качество сварки
будет стабильным, а прочность соединений увеличится.
Пока регуляторы с компенсирующими связями, за исключе-
нием регулятора с компенсированием Д£/ сети, еще недостаточно
разработаны. В наиболее совершенных регуляторах применяется
комбинированный метод регулирования, использующий способ
регулирования по отклонению регулируемой величины и по воз-
мущающим воздействиям.
§ 16. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
АВТОМАТИЧЕСКИХ РЕГУЛЯТОРОВ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
Проведенные исследования показали, что в настоящее время
нет возможности контролировать процесс сварки непосредствен-
но по размерам литого ядра. Тем не менее удается получить по-
ложительные результаты при регулировании процесса по пара-
метрам, косвенно отражающим образование литого ядра. К та-
ким параметрам в первую очередь относятся сварочный ток,
падение напряжения между электродами, мощность и электриче-
ская энергия, затрачиваемая на сварку.
Созданы автоматические регуляторы, стабилизирующие эти
параметры во времени или изменяющие их по определенному на-
перед заданному закону. Из проведенного обзора (§ 15) видно,
что таких регуляторов существует довольно большое количество,
но, к сожалению, имеется очень мало объективных сведений об
их технологических и электрических характеристиках.
Технологические характеристики автоматических регуляторов
157
В ИЭС им. Е. О. Патона была проведена работа по теорети-
ческому и экспериментальному исследованию различных типов
автоматических регуляторов, причем исследовались как электри-
ческие, так и технологические характеристики регуляторов
[59—61]. Для этого был создан специальный автоматический регу-
лятор. позволяющий использовать в качестве параметра регули-
рования сварочный ток, падение напряжения между электрода-
ми или мощность. Выбор параметра обеспечивался заменой вход-
ной цепи регулятора.
Точность поддержания регулируемого параметра составляет
±1,5% при изменении регулируемой величины без регулятора
под действием возмущений на ±20%- Регулятор имеет хорошие
динамические характеристики. Время отработки скачкообразного
возмущения 0,01—0,02 сек. Предусмотрена возможность работы
с универсальным программирующим устройством при программ-
ном изменении регулируемой величины.
Опыты по сравнительной оценке регуляторов проведены на
сварочной машине типа МТП-75 с игнитронным прерывателем.
Сварочный ток измерялся при помощи трансформатора тока,
включенного в первичную цепь сварочной машины. Падение на-
пряжения снималось с электродов машины, а наводка от свароч-
ного тока компенсировалась напряжением, снимаемым с пояса
Роговского, надетого на один из токоподводов машины. Сварка
производилась в основном на образцах из стали 08кп толщиной
1 + 1, 2 + 2 и 4 + 4 мм.
Для исследования эффекта стабилизации электрических пара-
метров в процессе сварки искусственно вводились различные воз-
мущения, которые изменялись в широких пределах. Изменялось
напряжение питающей сети, усилие сжатия и диаметр рабочей
поверхности электродов, а также степень шунтирования свароч-
ного тока. Опыты проводились без регулятора и с регулятором,
который обеспечивал стабилизацию тока, падения напряжения
между электродами и мощности. Образцы подвергались механи-
ческим испытаниям на срез. Полученные результаты носят об-
щий характер и подтверждаются при сварке на различных режи-
мах других материалов и толщин.
Колебание напряжения питающей сети. Влияние колебания
напряжения сети на прочность точек при сварке с регулятором
и без него исследовалось при изменении напряжения от 320 до
440 в. Сваривались образцы из низкоуглеродистой стали толщи-
ной 1 + 1 и 2 + 2 мм. При номинальном режиме прочность свар-
ных точек на срез была около Р = 590 кГ для стали толщиной
1 + 1 мм и Р = 1400 кГ для стали толщиной 2 + 2 мм. Уменьше-
ние напряжения сети при сварке без регулятора приводит
к уменьшению прочности, а при сварке с регулятором прочность
не изменяется. Пз приведенных на рис. 4.11 зависимостей проч-
chipmaker.ru
158 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
ности точек от напряжения сети видно, что стабилизация свароч-
ного тока, падения напряжения между электродами или мощно-
сти обеспечивает практически неизменную прочность сварных то-
чек в широких пределах изменения напряжения питающей сети.
Особенность регулирования процесса за счет изменения угла
зажигания управляемых вентилей заключается в том, что началь-
ный угол зажигания выбирается исходя из требуемых пределов
регулирования. Это означает, что чем больше установлен на-
чальный угол зажигания, тем при большем изменении напряже-
Рис. 4.11. Зависимость прочности точек от напряжения сети:
а — для металла 6=141 мм; б — для металла 6 = 2 + 2 мм; I — без регулятора;
2 — ия = const; 3 — I. = const; 4 — И = const
cfJl ’ Со ’ Св
Изменение усилия сжатия электродов. Для исследования
влияния изменения усилия сжатия электродов все параметры ре-
жима сварки, кроме давления между электродами, оставались
постоянными. При сварке стали толщиной 1 + 1 льи давление
изменялось от 80 до 320 кГ. Из рис. 4.12 видно, что при стабили-
зации сварочного тока с увеличением давления прочность точек
падает, а с уменьшением увеличивается. При стабилизации паде-
ния напряжения с увеличением давления прочность точек повы-
шается, а с уменьшением снижается. Опыты по стабилизации
мощности проведены при сварке металла толщиной 2 + 2 ,к,н.
Давление изменялось от 100 до 550 кГ. В этом случае так же, как
и при стабилизации падения напряжения между электродами,
с увеличением давления прочность точек повышается, а с умень-
шением снижается.
Таким образом, регулирование ни по одному из параметров
не позволяет стабилизировать прочность точек с изменением уси-
лия сжатия электродов, причем характер влияния на прочность
точки стабилизации сварочного тока противоположен влиянию
Технологические характеристики автоматических регуляторов
159
стабилизации падения напряжения между электродами и мощ-
ности.
Исключить влияние изменения давления на прочность точки
можно путем введения автономной системы стабилизации давле-
ния, либо устройства, отключающего сварочный ток при падении
давления ниже заданного уровня. Кроме того, можно осуществить
регулирование по возмущающему воздействию (изменению дав-
ления), т. е. ввести компенсирующую связь по величине давления
и корректировать угол зажигания управляемых вентилей в зави-
симости от этой величины.
Рис. 4.12. Зависимость прочности точек от усилия сжатия электродов;
а — для металла 6=1 + 1 мя; б — для металла 6=2+2 мм\ 1 — без
регулятора; 2 — U эл= const; 3 — 1 Св = const; 4 — ^св= cons^
Изменение размеров рабочей поверхности электродов (диа-
метра электродов). Для исследования влияния размеров рабочей
поверхности электродов на прочность сварных точек диаметр ра-
бочей поверхности электродов изменялся на 40%. При этом про-
изводилась сварка со стабилизацией тока, падения напряжения
между электродами и мощности. Из графиков на рис. 4.13, а и б
видно, что при сварке с регулятором тока металла толщиной
1 + 1 мм увеличение диаметра электрода приводит к снижению
прочности точек, а уменьшение — к повышению прочности. Регу-
лирование по падению напряжения между электродами приводит
к лучшим результатам: с увеличением диаметра электрода, что
имеет место в процессе сварки при износе, прочность точек увели-
чивается. Таким образом, удается предотвратить один из опас-
нейших дефектов — непровар.
При сварке металла толщиной 2 + 2 мм диаметр электрода
увеличивался от 8 до 12 мм. Регулирование по току не обеспе-
чивает стабильной прочности точек с увеличением диаметра элек-
трода. Стабилизация же мощности, аналогично стабилизации
падения напряжения между электродами, обеспечивает повыше-
ние прочности точек с увеличением диаметра электрода.
160 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Таким образом, сравнительные испытания регуляторов тока,
падения напряжения между электродами и мощности показы-
вают, что при увеличении диаметра электродов регулятор тока
не может обеспечить стабильной прочности сварных точек. Регу-
ляторы падения напряжения между электродами и мощности в
этом случае обеспечивают повышение прочности точек, что объяс-
няется увеличением размеров литой зоны и размеров ядра. Эти
Рис. 4.13. Зависимость прочности точек от диаметра
электродов:
а — для металла 6 = 14-1 мм; б —• для металла 6 = 24-2 мм;
1 — без ршулятора; 2 — Lre= const; 3 — /„_= const; 4 —Р~о—
it л t-o Си
= const
регуляторы предотвращают непровары, следовательно, эффектив-
нее регуляторов тока.
Шунтирование тока ранее сваренными точками. Для исследо-
вания процесса сварки с автоматическим регулированием при
шунтировании тока применялась следующая методика. Свари-
вали последовательно две точки. Первую точку высверливали,
а вторую подвергали механическим испытаниям на срез. Посколь-
ку эффект шунтирования тока проявляется в наибольшей сте-
пени при сварке более толстых металлов, то для опыта были вы-
браны образцы из стали толщиной 2 + 2 мм и 4 + 4 мм.
В процессе опытов изменялось расстояние между точками
(шаг точек) (рис. 4.14, а, б). При сварке металла толщиной
2 + 2 мм с автоматическим регулятором тока прочность точек
падает от 1400 до 800 кГ при шаге 8-лг.и независимо от того, что
ток поддерживается постоянным. Это объясняется тем, что регу-
лятор стабилизирует суммарное значение тока, протекающего
как через первую, так и через вторую точку. Следовательно, сте-
Технологические характеристики автоматических регуляторов
161
пень шунтирования не учитывается и прочность второй точки
падает.
При сварке с регулятором, использующим в качестве пара-
метра регулирования падение напряжения между электродами
или мощность, шунтирование тока не приводит к уменьшению
прочности точек. В этом случае регуляторы обеспечивают увели-
чение суммарного сварочного тока так, что, несмотря на шунти-
рование, ток через вторую свариваемую точку уменьшается не-
значительно.
В результате испытаний сваренных образцов толщиной
4 + 4 мм установлено, что регулятор падения напряжения между
Рис. 4.14. Зависимость прочности точек от шага:
а — для металла 6=2 + 2 мм- б — для металла 6 = 4 + 4 мм; 1 — без
регулятора; 2 — U9л = const; 3 — IСв^ cons4 4 — ?св = const
электродами уменьшает влияние шунтирования на прочность
второй точки (рис. 4.14, б). Так, при сварке без регулятора отно-
шение прочности точки, сваренной без шунтирования (С = оо),
к прочности точки, сваренной с шагом С = 14 мм, составляет
около 0,33, а с автоматическим регулированием по U3Jl это отно-
шение возрастает до 0,64.
Использование автоматических регуляторов различных пара-
метров (особенно падения напряжения между электродами) поз-
воляет не только обеспечить хорошее качество сварки при дей-
ствии различных возмущений, но и значительно уменьшить раз-
брос прочностных характеристик при сварке в нормальных
условиях.
В производственных условиях, когда возможно действие на
сварочную машину одновременно нескольких возмущений, при-
менение автоматических регуляторов становится крайней необ-
ходимостью и единственно возможным способом получения сое-
динений высокого качества.
chipmaker.ru
162 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
§ 17. СХЕМЫ АВТОМАТИЧЕСКИХ РЕГУЛЯТОРОВ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
Принцип действия замкнутой системы автоматического регу-
лирования. Автоматические регуляторы применяются для под-
держания выбранного параметра на определенном уровне при
действии различных возмущений (рис. 4 15). Регулируемая вели-
чина измеряется измерительным узлом и подается на сравни-
вающее устройство. Разность между напряжением задания и на-
пряжением, пропорциональным регулируемой величине ДН =
Рис. 4.15. Блок-схема системы
автоматического регулирова-
ния:
— Uo — Up, усиливается и по-
дается на вход фазовращателя.
На выходе фазовращателя обра-
зуются остроконечные импуль-
сы напряжения, фаза которых
пропорциональна напряжению
на входе фазовращателя. Остро-
конечные импульсы поджигают
управляемые вентили контакто-
ра, и к первичной обмотке сва-
рочного трансформатора при-
кладывается напряжение с от-
сечкой.
СМ — сварочная машина; ИУ —
измерительный узел; СУ — срав-
нивающее устройство; 3 — задат-
чик; У — усилитель; Ф — фазо-
вращатель; ПК — игнитронный кон-
тактор
нения. Под действием этого
конечных импульсов и угол
Если по каким-либо причи-
нам регулируемая величина из-
менится, например уменьшится,
то, следовательно, увеличится
напряжение на выходе узла срав-
напряжения изменится фаза остро-
зажигания управляемых вентилей.
Это приведет к увеличению регулируемого параметра до вели-
чины, близкой к первоначальной.
На таком принципе работает большинство систем автомати-
ческого регулирования электрических параметров процесса свар-
ки. Регуляторы отличаются схемным решением различных узлов,
статическими и динамическими свойствами. В зависимости от
регулируемого параметра (ток, падение напряжения между элек-
тродами, мощность или энергия) схемы измерительных узлов
будут различны.
В качестве датчика тока обычно применяют трансформатор
тока, пояс Роговского или шунт. Регулирование можно осуще-
ствить по эффективному, среднему или мгновенному значению
тока. При сварке изделий толщиной свыше 0,5 мм, когда тепло-
вая инерция деталей сравнительно велика, используют эффек-
тивное пли среднее значение тока. При сварке деталей малых
Схемы автоматических регуляторов электрических параметров
163
толщин (б = 0,2 -г- 0,1 мм) в качестве параметра регулирования
используют мгновенное значение тока.
Следует отметить, что тепловая инерция деталей зависит не
только от толщины, но и от теплофизических свойств металла.
Поэтому при сварке металлов с высокой теплопроводностью ре-
гулирование по мгновенному значению тока можно осуществить
для толщин больше, чем б = 0,1 0,2 мм.
В работе [62] показано, что при сварке на переменном токе
частотой 50 гц для низкоуглеродистой стали толщиной 6 < 0,4 +
+ 0,4 мм и алюминиевых сплавов б < 0,8 + 0,8 мм термин
«эффективное значение тока» теряет смысл, так как для таких
толщин при одном и том же эффективном значении тока, но раз-
ной форме импульса можно получить различные результаты. Для
получения эффективного и среднего значения тока применяют
специальные функциональные преобразователи.
Падение напряжения обычно снимают с концов электродов
сварочной машины. В цепь измерителя напряжения необходимо
включать катушку индуктивности, расположенную в контуре сва-
рочной машины. Напряжение, наводимое в катушке индуктивно-
сти от сварочного тока, компенсирует напряжение наводки на
измерительных проводах.
Для регулирования по мощности или энергии необходимо
устройство для умножения величины тока на напряжение. Эта
операция также выполняется специальными преобразовательны-
ми узлами. На выходе измерительного устройства регулируемая
величина преобразуется в постоянное напряжение, удобное для
сравнения с напряжением задания. В качестве регулирующего
органа в системах управления процессом сварки сопротивлением
применяется контактор на игнитронах, тиратронах пли тири-
сторах. Это практически единственный регулирующий орган
системы
Рассмотрим несколько схем автоматических регуляторов.
Регулятор с быстродействующим измерителем эффективного
значения тока и ^С-цепью. В регуляторе (рис 4.16) исполь-
зуется измерительный узел, описанный в работе [94]. Принцип
работы схемы заключается в следующем. Регулируемой величи-
ной является сварочный ток, который измеряется трансформато-
ром тока ТТ, выпрямляется и интегрируется цепью RIC1.
Сопротивление R1 является нелинейным с квадратичной
вольт-амперной характеристикой. Конденсатор С1 периодически
с интервалом Тр разряжается ключом К до нулевого напряжения.
На выходе измерительного узла получается напряжение
т
U3.M f
0
chipmaker.ru
164 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Ключом с таким же периодом Тр конденсатор С1 подклю-
чается к запоминающей схеме С2, Л/, на выходе которой полу-
чается ступенчатое напряжение
^зап [«] = Uu3.u I»!,
где п — целое число; — напряжение измерительного узла
в момент пТр.
Напряжение £Ла,г[н] подается на цепь RC, после чего сравни-
вается с напряжением уставки Uo- Разность напряжений
Рис. 4.16. Схема регулятора сварочного тока с быстро-
действующим измерителем
AU[n] = Uo — Цп] подается на вход фазовращателя Л2, где
сравнивается с пилообразным напряжением. В момент равенства
этих напряжений образуется остроконечный импульс, который
поджигает тиратроны силовой цепи. Фаза поджигающих импуль-
сов зависит от величины AU[n], следовательно, и сварочный ток
зависит от этой величины.
Если сварочный ток изменяется под действием различных воз-
мущений, то это приводит к изменению величии U3nn и \U
и фазы зажигания управляемых вентилей.
Таким образом, за счет действия отрицательной обратной свя-
зи поддерживается заданное значение сварочного тока незави-
симо от действия различных возмущений. Эта замкнутая система
автоматического регулирования сварочного тока относится к ста-
тическим системам, для которых установившаяся ошибка Л за-
Схемы автоматических регуляторов электрических параметров
165
висит от коэффициента усиления системы и определяется фор-
мулой
где До — установившаяся ошибка системы без учета действия
регулятора;
k — коэффициент усиления системы.
Рис. 4.17. Схема регулятора тока с измерительным
диодом
Из выражения (4.4) можно определить наименьший коэффи-
циент усиления системы, при котором обеспечивается заданная
точность
— 1.
д
Под действием колебания напряжения сети или других воз-
мущений в реальных условиях сварочный ток может изменяться
на 20%, т. е. До = 0,2. Если при этом требуется, чтобы регулятор
поддерживал ток с точностью до 1% (т. е. Д = 0,01), то мини-
мальный коэффициент усиления системы должен быть
— 1 = 19.
0,01
Регулятор тока с измерительным диодом. Схема регулятора
тока, описанного в работе [143], приведена на рис. 4.17. Отличи-
тельной особенностью регулятора является использование в ка-
chipmaker.ru
166 Автоматииеское регулирование процессов точечной и шовной сварки
честве измерительного узла кенотрона JJ1 с вольфрамовой нитью
накала. Нить накала кенотрона питается напряжением, пропор-
циональным сварочному току (от трансформатора тока ТТ). Тем-
пература нити накала прямо пропорциональна эффективному
значению сварочного тока. Анодный ток лампы также пропор-
ционален эффективному значению сварочного тока.
Принцип работы регулятора следующий. Сварочный ток из-
меряется кенотроном с вольфрамовой нитью накала. С выхода
кенотрона -напряжение, пропорциональное эффективному значе-
нию сварочного тока, подается на узел сравнения, где сравни-
вается с напряжением задания Uo. Разность этих напряжений Ай/
подается на фазовращатель Л2, на выходе которого образуются
остроконечные импульсы, поджигающие тиратроны силовой цепи.
Фаза поджигающих импульсов зависит от АН.
Любые изменения сварочного тока приводят к изменениям
температуры нити накала и соответственно к изменению фазы
поджигающих импульсов. При этом величина тока остается прак-
тически постоянной. Регулятор относится к статическим систе-
мам, для которых расчет требуемого коэффициента усиления при
заданной точности производится, как было показано выше.
Универсальный регулятор с широтно-импульсной модуляцией.
В ИЭС им. Е. О. Патона создан универсальный автоматический
регулятор, который стабилизирует сварочный ток, падение напря-
жения между электродами пли мощность, в зависимости от того,
что подается на вход измерительного узла [61].
Многие известные регуляторы имеют низкую точность под-
держания регулируемой величины на заданном уровне и значи-
тельную инерционность, что не позволяет использовать их при
кратковременных высокопроизводительных режимах.
Разработанный регулятор отличается высоким быстродейст-
вием (0,5—1 период напряжения питающей сети) и большой точ-
ностью поддержания регулируемой величины на заданном уровне
(1—2%) независимо от причин, вызвавших ее изменение Регу-
лятор может работать с программирующим устройством, обеспе-
чивающим изменение тока по любой заданной программе.
В основном регулятор предназначен для работы с однофазными
точечными машинами типа МТП, снабженными реле времени
типа РВЭ-7, РВД или универсальным программирующим устрой-
ством.
Структурная схема регулятора тока приведена на рис. 4.18,
а на рис. 4.19 показаны диаграммы напряжения сети, сварочного
тока (рис. 4.19, а) и напряжений в различных узлах схемы.
Основная особенность регулятора заключается в преобразовании
регулируемой величины в широтно-модулированные импульсы
с последующим интегрированием. Это позволяет при высокой ста-
тической точности обеспечить максимальное быстродействие си-
Схемы автоматических регуляторов электрических параметров
167
стемы (0,5 периода напряжения питающей сети) при отработке
возмущений и программы, независимо от начального угла зажи-
Рис. 4.18. Блок-схема регулятора
с широтно-импульсной модуля-
цией:
СТ — сварочный трансформатор;
ИК — игнитронный контактор; ИУ —
измерительный узел; ПУ — програм-
мирующее устройство; ИМУ — им-
пульсное устройство; КН — компенса-
тор напряжения; Ф — фазовращатель;
И — интегратор
гания управляемых вентилей.
Схема регулятора тока рабо-
тает следующим образом. С
трансформатора тока напряже-
ние, пропорциональное свароч-
ному току, подается па измери-
Рис. 4.19. Диаграмма напряжений
тельный узел ИУ (см. рис. 4.18). Измерительный узел представ-
ляет собой интегратор (триод Т\), выполненный по схеме с еди-
Рис. 4.20. Схемы измерительного узла (а) и импульсного
устройства (б)
ничным усилением (рис. 4.20, а). Благодаря последовательно
включенным сопротивлениям линейному Ri и нелинейному R?,
ток заряда интегрирующего конденсатора С пропорционален
квадрату входного напряжения. В начале каждого полупериода
chipmaker.ru
168 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
конденсатор С разряжается при помощи электронного ключа,
выполненного на триоде Т2- Таким образом, напряжение на вы-
ходе измерительного узла пропорционально интегралу за пол-
периода от квадрата сварочного тока (рис. 4.19, б):
Uu3 = k\' Mt,
b
где k — коэффициент пропорциональности;
Т — период напряжения питающей сети;
i — мгновенное значение сварочного тока.
Напряжение, снимаемое с измерительного узла, сравнивается
с задающим напряжением Uo, а разность между ними (вели-
чина рассогласования At7 = UU3 — Uo) подается в импульсное
устройство ИМУ (см. рис. 4.18). В импульсном устройстве, прин-
ципиальная схема которого приведена на рис. 4.20, б, происходит
преобразование напряжения рассогласования SU в положитель-
ные и отрицательные прямоугольные импульсы постоянной
амплитуды UUM шириной у\Тр и у2Тр (рис. 4.19, в), отстоящие
друг от друга на величину Тр. Суммарная длительность отрица-
тельного и положительного импульсов сохраняется постоянной,
независимо от сигнала рассогласования, т. е.
У1ТР + у2Тр = уТр = const; (4.5)
у = 0,08 ~ 0,06.'
Эти импульсы синхронизированы с напряжением сети так, что
рабочий интервал приходится на момент окончания протекания
сварочного тока, и на импульсное устройство воздействует на-
пряжение, пропорциональное эффективному значению тока за
полпериода. Относительная ширина как отрицательного, так и
положительного импульсов зависит от величины и знака рассо-
гласования:
У1ТР = kuMJ + у2Тр
или с учетом выражения (4.5)
2У1Тр = kJW + уТр.
Далее эти импульсы подаются на интегратор, с выхода кото-
рого снимается напряжение UUH, показанное на рис. 4.19. г. Вы-
ходное напряжение интегратора алгебраически суммируется с за-
дающим напряжением и компенсирующим напряжением обрат-
ной связи по основному возмущению UeeTU. Суммарное напряже-
ние подается на фазовращатель, на выходе которого образуются
остроконечные импульсы напряжения (рис. 4.19, е), поджигаю-
щие тиратроны игнитронного контактора.
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 169
Принцип работы фазовращателя аналогичен описанному
в § 12. При изменении сварочного тока (например, из-за колеба-
ния напряжения сети) происходит изменение выходного напря-
жения интегратора и угла поджигания игнитронов, при этом ток
приобретает свое первоначальное значение.
Включение задающего напряжения параллельно фазовраща-
телю и сравнивающему устройству позволяет снизить мощность
и сузить динамический диапазон цепи обратной связи по регу-
регуляторе цепь обратной связи рас-
лируемои величине, в этом
считана лишь на 30%
максимального сигнала.
Особенностью этого
регулятора является бе-
зынерционная отработка
ступенчатого управляю-
щего напряжения про-
граммы. Напряжение
программы должно быть
синхронизировано так,
чтобы начало ступеньки
напряжения программы
соответствовало концу ра-
бочего
Рис. 4.21. Зависимость сварочного то-
ка от напряжения сети:
--------- — с регулятором; — — — —
без регулятора
этом случае напряжению UOi
(рис. 4.19, д) будет соответствовать сварочный ток /ь В момент
времени 6 напряжение программы изменяется до U02. Это напря-
жение воздействует на фазовращатель и обеспечивает изменение
угла зажигания игнитронов так, что сварочный ток становится
равным /2.
Управляющее напряжение программы подается также и на
сравнивающее устройство, но это не вызывает никаких измене-
ний в цепи обратной связи по регулируемой величине, так как
заданное и измеренное значения тока сравниваются лишь в ра-
бочем интервале. При этом никакого рассогласования нет и, сле-
довательно, программа отрабатывается безынерционно.
Из статических характеристик регулятора, снятых на схеме
замещения сварочной машины, видно, что он обладает высокой
точностью регулирования (рис. 4.21). Быстродействие регулятора
0,5—1 период, в зависимости от настройки. На основе описанной
схемы разработан промышленный вариант регулятора типа
УРТ-3 [63].
§ 18. АНАЛИЗ СИСТЕМ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
Системы автоматического регулирования с игнитронными или
тиристорными прерывателями можно выполнить практически
безынерционными. Сварочная машина представляет собой звено
chipmaker.ru
170 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
первого порядка с постоянной времени, составляющей тысячные
доли секунды. Казалось бы, что при этом процесс регулирования
всегда устойчив. Однако это не так. На динамику процесса регу-
лирования существенно влияет потеря управляемости игнитро-
нов или тиристоров в каждом полупериоде.
Если регулятор безынерционный, то динамику процесса регу-
лирования можно упрощенно проанализировать графически при
помощи регулировочных и статических характеристик [95].
Рис. 4.22. К определению устойчивости системы регулирования:
а — устойчивый режим; б — неустойчивый режим
Устойчивый режим работы системы соответствует точке пересе-
чения регулировочной характеристики сварочной машины со ста-
тической характеристикой регулятора. На рис. 4.22, а точка 1
соответствует устойчивому режиму. Эта точка пересечения лине-
аризированной регулировочной характеристики сварочной маши-
ны I = f(a) (/) со статической характеристикой регулятора III,
уравнение которой
а (J 10),
где ki — коэффициент усиления;
/0 — заданное значение тока.
При возникновении скачкообразного возмущения (например,
повышение напряжения сети) сварочный ток будет определяться
по характеристике II. Одному и тому же углу включения си бу-
дет соответствовать больший ток (точка 2 на характеристике II).
В следующем полупериоде, когда регулятор безынерционно отра-
ботает возмущение, угол включения аг будет определяться точ-
кой <3 на характеристике III, а ток — точкой 4 на характеристике
II. Переходный процесс будет продолжаться до тех пор, пока не
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 171
установится новое устойчивое равновесие системы, соответствую-
щее точке 5.
Статическая погрешность регулирования в этом случае равна
Для уменьшения этой погрешности необходимо увеличивать
коэффициент усиления регулятора, что соответствует уменьше-
нию угла наклона 03 статической характеристики регулятора III.
На рис. 4.22, б показана статическая характеристика регуля-
тора, угол наклона которой меньше, чем в предыдущем случае.
Коэффициент усиления регулятора k2 > k\. Устойчивый режим
характеризуется точкой 1. При возникновении возмущения регу-
лятор будет безыинерционно его отрабатывать, и во втором по-
лупериоде угол включения управляемых вентилей будет равен а2.
В этом случае, как видно из графика, переходный процесс стано-
вится неустойчивым.
Проведенный анализ показал, что система устойчива при
< 1- При 02 = 0з наблюдается незатухающий колебательный
процесс, а при tg®2- > 1 система неустойчива. Таким образом,
tg63
для повышения точности регулирования следует повышать коэф-
фициент усиления регулятора, однако это приводит к неустой-
чивости.
Для повышения точности работы регулятора и сохранения
устойчивости в цепь обратной связи вводится инерционное зве-
но. Система работает следующим образом. Пусть система нахо-
дится в состоянии равновесия, соответствующем точке 1
(рис. 4.22, б). Если напряжение сети повысилось, то изменилась
характеристика машины. Поэтому ток возрастает до значения,
определяемого точкой 2. Если бы цепь обратной связи была
безынерционной, то в следующем полупериоде угол включения
вентилей должен был бы соответствовать точке 3 и процесс ока-
зался бы неустойчивым. Введение в цепь обратной связи инер-
ционного звена предотвращает переход системы в точку 3. Пере-
ход осуществляется в некоторую точку 3' и т. д. В этом случае
переходный процесс становится затухающим, а система — устой-
чивой.
При правильном выборе постоянной времени инерционного
звена время переходного процесса равно 1—1,5 периода. При-
ближенно постоянная времени определяется по формуле
'Т' 1g 1g 02
Кроме графического метода анализа устойчивости систем ре-
гулирования, можно применить аналитический метод.
chipmaker.ru
172 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Напряжение, прикладываемое к сварочному трансформатору.
носит импульсный характер за счет отсечки по фазе. На этом
основании управляемый контактор и фазовращатель можно пред-
ставить как импульсный элемент, преобразующий входное непре-
рывное напряжение фазовращателя в модулированные импульсы
т
с периодом Тр = —
(где Т — период напряжения
питающей
сети). Модуляция происходит как амплитудная, так и широтная
(фазовая), за счет смещения переднего фронта импульса.
Исследование таких систем представляет значительные труд-
ности. При конечных отклонениях системы являются нелинейны-
ми, а процессы в них описываются разностными уравнениями, ре-
шаемыми численно для конкретных параметров регуляторов [131,
132]. Это ограничивает применение метода для сравнительного
анализа регуляторов и выбора их оптимальных параметров.
Если входная величина импульсного элемента изменяется в
небольших пределах, то процесс в линейной части системы не
зависит от формы импульсов, а приближенно определяется их
площадью [132]. Поэтому при малых глубинах модуляции, что
имеет место при анализе устойчивости, нелинейную систему
с амплитудно-импульсной и широтно-импульсной модуляцией
можно заменить ее приближенной линейной моделью с ампли-
тудно-импульсной модуляцией. Теория импульсных систем и ме-
тоды исследования линейных импульсных систем с амплитудной
модуляцией разработаны довольно подробно [132].
Исследования импульсных систем автоматического регулиро-
вания процессом сварки сопротивлением с учетом принятых до-
пущений проведены в ИЭС им. Е. О. Патона [60].
Регулятор с быстродействующим измерителем эффективного
значения тока и /?С-цепью. Для исследования устойчивости си-
стемы составим ее линейную модель. Фазовращатель и игнитрон-
ный контактор представим как импульсный элемент, на выходе
которого образуются прямоугольные импульсы длительно-
стью уТр, равной времени горения управляемых вентилей. При
этом уТр зависит лишь от уставки задающего напряжения.
Измерительный узел представим как запоминающую цепь
с запаздыванием т = уТр. Таким образом, импульсная система
с амплитудной и широтной модуляцией заменена на систему
с амплитудно-импульсной модуляцией, имеющую запаздывание т
и длительность импульса yi = 1. Составим передаточную функ-
цию такой системы.
Непрерывная часть представляет.собой цепь RC с передаточ-
ной функцией
kH{P) =
Е-п+1 ’
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 173
где Т = RC. Произведя замену р=— и обозначив —
Тр Т
ПОЛУЧИМ
₽
kl; (?) =
V ’ Q,< (?)
Используя дискретное преобразование Лапласа, определим
передаточную функцию разомкнутой импульсной системы с за-
паздыванием:
(4-6)
0О<
К* (q, е) =
•т=0
(4-7)
| K\q, e — Tj)x=n Ъ ЧК h
где Л’* (<?, e) T=o —передаточная функция импульсной системы
без запаздывания, т. е. при т = 0;
А/
е — относительное время, е =-----
Ту
О с; е с; 1;
Ti — относительное запаздывание, xi
в интервале
7Р
Найдем значение передаточной функции разомкнутой им-
пульсной системы с прямоугольными импульсами без запаздыва-
ния K*(q, е)т=0:
K*(q, е)т=0 =
i
>0
•;0
--------------e 0 < e yf,
q <7-j
е —е
(4.8)
i
K*(q, е)т=о
<E-v.) V1 < е < 1,
q q„
е — е
1
здесь
А-„Р„(О) . п __ Ь.РМ
1А П П '•* 0 ’
(°) Q'H (<М
ku - - коэффициент усиления импульсного элемента;
q.. — корни уравнения QK(<?) = 0.
Из выражения (4.6) определим корни уравнения QH(q)=O.
Один корень <71 = — р. Поскольку в нашем случае yi = 1, то из
первого выражения (4.8) найдем
К* (<?, к)г --с = k..
Подставляя выражение (4.9) 1
лучим
Л'*(<7, г) = е
еч — 1 —fe
-------; е
_ £ Р
в первое выражение
т=о
Р* (q. е)
<?* (?)
(4.9)
(4.7), по-
(4.Ю)
1 -
>' - - е
chipmaker.ru
174 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Для исследования устойчивости замкнутой импульсной систе-
мы воспользуемся алгебраическим критерием. Определим харак-
теристический многочлен системы:
G* (q) = Р* (<?, 0) + Q* (<?) = а.3е2« + + а0, (4.11)
где а2 = 1;
О1=4„[1 -<г’;
л<^1' — i)C.
Воспользуемся условиями устойчивости для импульсной си-
стемы второго порядка. В соответствии с неравенствами Гурвица
получим
az + ai + ао = (1 4*^)(1—е ₽) > 0;
а2- аг + а0 = (1 -£ц) (1 + t~p) + 2^е~₽(1-^ > 0;
— а0 = 1 — ku (e₽T1 — 1) > 0.
Поскольку ku > 0, первое неравенство выполняется всегда.
Из второго и третьего неравенств найдем
- — “ТЕ >
е₽т‘ —1 •
— 1 +e~g
1 + е-₽ (1 — 2е^*)
(4.12)
На рис. 4.23 сплошными линиями показана зависимость ksp
от р для различных начальных углов включения управляемых
вентилей, т. е. при различных п, построенная по формулам (4.12).
Область параметров ku и р, обеспечивающих устойчивость систе-
мы, лежит ниже границы k?p.
Для оценки характера и длительности переходных процессов
системы воспользуемся понятием степени устойчивости с,. Сте-
пень устойчивости дает возможность приближенно оценить быст-
роту затухания переходного процесса при воздействии возмуще-
ния вида единичного скачка.
Степень устойчивости определяется минимальной по абсолют-
ной величине вещественной частью корней характеристического
многочлена G* (</) или расстоянием от мнимой оси до прямой,
проходящей через ближайший нуль. По величине £ можно оце-
нить длительность переходного процесса:
(4J3)
К
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 175
Для определения
максимальной степени
устойчивости и соот-
ветственно оценки дли-
тельности переходно-
го процесса необходи-
мо искусственно пре-
образовать систему
так, чтобы она нахо-
дилась на границе ус-
тойчивости.
Преобразо ванне
производится следую-
щим образом. Заме-
ним в_уравнении (4.11)
q = q — В и составим
неравенства Гурвица
для определения ус-
тойчивости по алгеб-
раическому критерию.
Затем заменим нера-
венства на равенства
и определим макси-
мальную степень ус-
тойчивости Для на-
Рис. 4.23. Зависимость коэффициента
усиления регулятора от постоянной вре-
мени фильтра при различных начальных
углах зажигания игнитронов;
-------------- — границы устойчивости;
--------линии равной степени устойчи-
вости:
1 — Т4_ = 0,3; 2 — т] = 0; 3 — 0,7;
4 — Tj = 1,0: 5 — Т] = 0, g =оо; 6 — Ti = С,3.
S == 1; 7 - Tj = 0,7; % = 0,78; 8 — Ъ - 1,
6 = 0,7
шей преобразованной системы условия устойчивости будут
иметь вид
а2е 26 4-0! 6 + а0 = ku [е Ц1—е ₽(1 Т1)) +
+ (е₽т* — 1)] + е-26 — > 0;
сге-2^— аге~6 + а0 = ku [e-S(l —е~!3(1_т‘)) —
— (е₽т‘ — 0] + 0;
а2е-26 — а0 = Г'6 — ku (с'1Т| — 1) е~р > 0.
Из этих неравенств получим
' е ’ — е~~^
1 е^(1 - с"?'1 + (е^ - 0 ’
k2>-----------=---------------------
е-6 (j _ с-₽(1-г.)) _ (.Рт, _ 0
(4.14)
(4.15)
е-Р (е₽ц __ J)
chipmaker.ru
176 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
После замены неравенств на равенства определим k, при ко-
торых обеспечивается заданная степень устойчивости. На
рис. 4.23 пунктиром показаны кривые максимальной степени
устойчивости g = 0,7, построенные по этим формулам. Используя
выражение (4.13), можно определить длительность переходного
процесса. Для рассматриваемой системы наиболее короткий пере-
ходный процесс при скачкообразном возмущении пр ~ 4, т. е.
равен двум периодам напряжения питающей сети.
Регулятор тока с измерительным диодом. Применим метод
линеаризации и преобразуем систему с амплитудной п шпротной
модуляцией в систему с амплитудно-импульсной модуляцией.
Таким образом, эквивалентная система будет состоять из им-
пульсного элемента (фазовращатель и сварочная машина с игни-
тронным прерывателем) и непрерывной части (измерительного
диода с вольфрамовым катодом).
Импульсный элемент, имеющий коэффициент усиления ku,
создает модулированные по амплитуде импульсы с относитель-
ной длительностью у, зависящей от начального угла зажигания
игнитронов.
Измерительный диод можно представить как инерционное
звено 1-го порядка. Передаточная функция этого звена имеет вид
kH{q) = kH—L, (4.16)
<7 + Р
TD -г
где р = — , / J— постоянная времени диода.
Из первого уравнения (4.8) найдем
К*(<7, 0) = k _ , (4.17)
где k = kuk-H.
Для определения устойчивости системы из формулы (4.17)
найдем характеристический многочлен:
G* (<?) = Р* (q, 0) + Q* (</) = сце'7 + й0, (4.18)
где «1=1; о0 = k^ ' (йт — 1) —
Используя условия устойчивости для системы первого поряд-
ка, запишем неравенства:
ах Д. fZ(i = [ л /гг~ ' (Д7 — 1) — с ‘ > 0;
— п01 - - I'C — 1) + с ? > 0.
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 177
При k > 0 первое неравенство выполняется всегда. Из вто-
рого неравенства получаем
k,n <
гр - e-₽(e₽v_i)
(4-19)
Для определения длительности переходного процесса по сте-
пени устойчивости преобразуем систему и, заменив в уравне-
нии (4.18) q = q — В, определим условия устойчивости для пре-
образованной системы:
аге "6+а0= с * + ke 1) — е р>0; |
ахёГ^ — й0 = — ke~$(е₽т — 1) е~р0; ]
Из неравенств (4.20) получаем
, Р — е~^ ,
ГС-1 , kn
е-Д^-1)
е ₽ + е
e-₽(c₽v_!)
(4-21)
Выберем в качестве измерительного диода диод 4Ц6С. При
начальном смещении 3,5 в и
Рис. 4.24. Линии равной
степени устойчивости:
Т — £ = 0; 2 — 5 = 0,2; 3 —
- 0.5; 4— г=1;5 — 5 =
— 2; 6 — g = со
максимальном сигнале 1 в найдем
р = 0,17; 0,16; 0,14; 0,13 для
у = 0,9; 0,8; 0,6 и 0,3 соответ-
ственно и естественного угла
сдвига фаз сварочной машины
Ф = 60°.
На рис. 4.24 приведены зави-
симости k = f(y), вычисленные
по формулам (4.19), (4.21) для
Рис. 4.25. Структурная схема регу-
лятора
выбранного диода. Из зависимостей видно, что этот регулятор
не обеспечивает высокой точности регулирования, а длитель-
ность переходного процесса значительно изменяется от началь-
ного угла поджигания игнитронов.
Регулятор с широтно-импульсной модуляцией. Упрощенная
структурная схема регулятора показана на рис. 4.25. Объект ре-
гулирования, измерительный трансформатор и фазовращатель
будем считать безынерционными элементами. Поскольку входное
напряжение интегратора зависит только от площади входных
12 Заказ 519
178 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
импульсов, то импульсный элемент, создающий широтно-модмли-
рованные импульсы, можно заменить элементом, создающим
амплитудно-модулированные импульсы Длительностью уТр и
амплитудой
Передаточные функции объекта регулирования, трансформа-
тора тока, измерительного узла и фазовращателя соответствен-
но равны ki(p) = kp, k2(p) = k2; k3(p) = k3- k5(p) = k5. Переда-
точная функция интегратора
Передаточная функция непрерывной системы равна произве-
дению передаточных функций отдельных звеньев:
/1 __
Н \* / ZT1 ГГ' >
Т\р TiP
а после введения безразмерной величины q — Трр и обозначения
т
р = , получим
т 4
6 (9) = AL =
q QH(q)
Передаточную функцию разомкнутой импульсной системы
определим из следующего выражения:
Л* (с/, в) = Соо + Си 2_ 1 ) 0 е "С
АЧ?-*) = Он
еч — 1
„„ р _________. Г АДн (?) q 1 . __ Г baPH (g) q "I
где с00——- —- - — , с01 — —
dq L Он (?) . <7=0 QH (</) J ?=о
Для рассматриваемой системы при е = 0 получим
№=(<7,0) = ^
и соответственно
К*(д, е) = А>р ') 0<е<т;
Л^(<7,е) = ^^-
еч —1
где k = kukH.
Анализ систем автоматического регулирования электрических параметров 179
Передаточная функция замкнутой системы
ф (ceg + У — е)
+ /фу _ 1
K*s(q, е) =
^(<?.е) =
фуе?
eq + фу — 1
Для исследования устойчивости системы по алгебраическому
критерию определим характеристический многочлен:
G*(q) = aveq + а0 = eq + kfry — 1. (4.22)
Запишем условия устойчивости в виде неравенств Гурвица:
c/j ~Г = 1 ~Г Фу — 1 0.
ai — ао — 1 — ^Ру + 1 > 0-
Первое неравенство выпол-
няется при любых значениях па-
раметров системы, а из второго
находим
фу < 2.
Регулятор может осуществить
процесс регулирования с конеч-
ной длительностью при а0 = 0,
ai =/= 0, т. е. при фу = 1. Опре-
делим линии равной степени ус-
тойчивости, которые характери-
зуют параметры, обеспечиваю-
щие заданное затухание переход-
ного процесса. Корни характери-
стического многочлена легко по-
лучить непосредственно из многоч
Рис. 4.26. Зависимость степени ус-
тойчивости от параметров регуля-
тора:
/ — апериодическая степень устойчи-
вости; 2 — колебательная степень ус-
тойчивости
лена (4.22):
= In (1 — фу) фу <7 1,
Qy = In (фу — 1) + /я фу > 1.
Отсюда степень устойчивости
1 = |1п(1--фр)|.
При фу < 1 будет апериодическая степень устойчивости,
а при kfby > 1 —колебательная, /гру = 1 соответствует бесконеч-
ной степени устойчивости. Па рис. 4.26 показана зависимость сте-
пени устойчивости 7 от фу. По величине степени устойчивости
из выражения (4.13) можно приближенно определить длитель-
ность переходного процесса. В этом регуляторе достигается пре-
дельное быстродействие нр = 0,5.
180 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
r.ru
§ 19. АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
ПРИ ОДНОПОЛУПЕРИОДНОЙ СВАРКЕ
Рассмотренные выше автоматические регуляторы сварочного
тока, падения напряжения между электродами, мощности, энер-
гии и т. д. принципиально не могут быть применены при сварке
импульсом длительностью 0,01 сек и менее из-за невозможности
изменения величины сварочного тока после зажигания игнитрона
или включения тиристора при помощи фазового метода, который
Рис. 4.27. Схема автоматического ре-
гулятора
положен в основу принципа
действия таких регулято-
ров. Для автоматического
регулирования кратковре-
менных процессов можно
использовать схему с при-
нудительным гашением уп-
равляемого вентиля (§ 8).
Управление схемой гашения
вентиля при действии на
сварочную машину внешних
возмущений и определение
момента гашения в зависи-
мости от этих возмущений
осуществляется автомати-
ческим регулятором.
Схема автоматического
регулятора (рис. 4.27). Схе-
ма состоит из измеритель-
ного устройства и спуско-
вой схемы (несимметрично-
го триггера с эмиттерной
связью). Измеряемая величина (например, сварочный ток) пода-
ется с трансформатора тока через сопротивления R1 и R2 на вход
несимметричного триггера с эмиттерной связью, собранного на
полупроводниковых триодах Т1 и Т2. В исходном положении
триод Т1 закрыт, а Т2 открыт.
Схема работает в режиме амплитудного дискриминатора. При
достижении входным сигналом порога срабатывания, равного
(UT2—Uo), триггер переходит из одного положения в другое.
При этом триод Т1 открывается, а Т2 — запирается. В этот мо-
мент па коллекторе триода Т2 образуется перепад напряжений,
а в обмотке трансформатора ТрП— остроконечный импульс.
Вторичная обмотка трансформатора ТрШ включена в сеточ-
ную цепь тиратрона Л1, и образующийся в ней импульс поджи-
гает этот тиратрон. Конденсатор С2 разряжается на первичную
обмотку сварочного трансформатора и i асит силовой вентиль
Автоматическое регулирование при однопопупериодной сварке
181
(в данном случае игнитрон). Таким образом при достижении ре-
гулируемой величиной заданного значения сварочный ток пре-
кращается (рис. 4.28).
При работе такой схемы существенным является стабильность
порога срабатывания триггера (UT2—Е()). Величина Uo опре-
деляется соотношением между
сопротивлениями R3 и R4, a
также напряжением питания flК--ЯмЯв
Ек. Поэтому для стабилиза-
ции порога срабатывания
триггера прежде всего необхо-
димо стабилизировать напря-
жение питания Ек. Величина
UT2 также зависит от напря-
жения питания и от изменения I Ш * I Г «‘8 I IH |1
температуры окружающей
среды.
Влияние температуры СКа- Рис' 4‘28, ИмпУльс сварочного тока
зывается на изменении тока
й,ов закрытом триоде, напряжения U36 в открытом триоде и
зависимости р = Теоретический анализ этих зависимостей
является сложным и громоздким даже с учетом некоторых до-
Рис. 4.29. Схема принудительного гашения игнитрона
лущений. Поэтому ограничимся экспериментальными данными
о величине изменения порога срабатывания триггера при коле-
бании температуры [121]. В рабочем диапазоне изменения тем-
пературы от +15 до +40° С величина AUcp равна приблизитель-
но 20 мв. Это является вполне допустимым, если выбрать вели-
чину порога срабатывания триггера порядка 1 2 в.
Анализ схем гашения управляемых вентилей. Схема гашения
управляемого вентиля (в данном случае игнитрона) показана на
рис 4.29, а. С целью определения оптимальных параметров эле-
ментов схем гашения вентилей рассмотрим электромагнитные
процессы, протекающие в этих схемах.
Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
chipmaker.ru
182
Процесс гашения может быть представлен как прерывание
тока в цепи силового вентиля, в то время как в цепи, состоящей
из сварочного трансформатора и гасящего конденсатора, еще не-
которое время протекает ток. Пренебрегая активным сопротивле-
нием и индуктивностью соединительных проводов, а также паде-
нием напряжения на игнитроне и тиратроне, можно заменить
реальную схему (рис. 4.29, а) упрощенной эквивалентной
(рис. 4.29, б).
Анализ электромагнитных процессов проведем для эквива-
лентной схемы (см. рис. 4.29, б). В момент включения ключа К,
что соответствует поджиганию тиратрона, напряжение, до кото-
рого заряжен конденсатор С, прикладывается к игнитрону так,
что ток через игнитрон прекращается и процесс разряда конден-
сатора происходит в замкнутом контуре. При этом необходимо
учесть ненулевые начальные условия, так как разряд конденса-
тора начинается в момент протекания сварочного тока через
трансформатор.
Переходный процесс в контуре описывается дифференциаль-
ным уравнением второго порядка с постоянными коэффициентами
, d2i , di . i _______________________q
d/2
Решение этого уравнения запишем в следующем виде:
г = (Ах sin го'/ 4- Az cos со7) ехр (— б/).
Постоянные интегрирования можно определить, считая, что
до включения ключа К по цепи протекал ток i0 = — sin (со/ + а) .,
Z
а напряжение на конденсаторе равно U с„ Ток будет равен
. г/ ц
По
Leo'
2co' L
sin со'/ 4- t0COS G)7
e bl
(4-23)
а напряжение
Ur r
2La>' co'C
sinco 7 + Uc„ cosco7 e (t
(4.24)
i =
где
«' = V coo — 62; coo = I / —-— ; 6 ==——
0 I/ LC 2L
Для устойчивого гашения игнитрона необходимо, чтобы после
снижения напряжения на кондесаторе С до величины меньшей,
чем мгновенное значение напряжения на сварочном трансформа-
торе, не произошло повторного зажигания игнитрона. Иначе го-
воря, напряжение на конденсаторе С должно превышать напря-
жение на сварочном трансформаторе в течение определенного
Времени > ^деионизации-
Автоматическое регулирование при однополупериодной сварке
183
При известной величине ^ионизации необходимо опреде-
лить допустимые значения U с0 и С (при заданной мощности
сварочного трансформатора Ртр, cos <р и напряжении пита-
ния Un). Кроме того, к параметрам цепи гашения предъявля-
ются вспомогательные требования, из которых наиболее суще-
ственные: а) обратное напряжение на конденсаторе в случае
колебательного разряда не должно превышать допустимого, что-
бы не вызвать пробоя изоляции сварочного трансформатора и
других элементов цепи гашения; б) так как процесс устойчивого
гашения игнитрона может быть обеспечен при различных соот-
ношениях между L'c0 и С, то выбор этих параметров должен
производиться с учетом допустимых размеров конденсаторной
батареи и электрической прочности изоляции.
По формулам (4.23) и (4.24) построены зависимости i =
и итр — f2(f) при различных значениях Си Ус, . Значения пара-
метров г и L определяются по данным сварочного трансформа-
тора, для которого рассчитывается схема гашения.
Формула (4.23) представляет собой выражение для затухаю-
г 2л
шего колебательного процесса с периодом Т =— Однако
О>0—б2
в реальной схеме (см. рис. 4.29, а) ключ-тиратрон является нели-
нейным элементом, т. е. проводящим в одном направлении, по-
этому переходный процесс в цепи будем рассматривать только
до момента перехода тока через нуль.
На рис. 4.30 показаны зависимости i = f\(t) и uc = итр = f2(t)
при различных значениях С, Uc„ и cos ср. Рассмотрим предель-
ный случай, наиболее тяжелый с точки зрения устойчивого гаше-
ния игнитрона при р
= —•. Параллельно оси абсцисс на уровне
Um = ]/ 2 UceTU проведена прямая линия. Из точки t = tzam про-
ведена прямая, параллельная оси ординат, до пересечения с пря-
мой и = Um.
Время /га[„ = tdeuoHU3ai,uu для игнитронов, применяемых
в сварочных машинах, представляет собой некоторую область,
лежащую в пределах 30—50 мксек. Для тиристоров это время при-
близительно в 2—3 раза меньше. Время деионизации зависит от
температуры окружающей среды, а также от степени нагрева
и охлаждения игнитрона в процессе работы. С повышением тем-
пературы время, необходимое для устойчивого гашения игнит-
рона, увеличивается. Однако, выбрав параметры гасящей цепи
так, чтобы обеспечивалось £,аш > t деионизации, можно получить
устойчивое гашение игнитрона в широком диапазоне температур
и изменении тока ц>.
Для расчета цепи гашения примем время = 50 мксек.
Итак, прямую / = надо провести из точки t = 50 мксек. В ре-
184
Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
зультате получилась область, ограниченная осями координат и
прямыми и = Uт И t — ^гаги- Для устойчивого гашения игнитрона
необходимо, чтобы кривые напряжения на трансформаторе
итр = /2(0 не проходили через эту область. Таким образом, все
кривые итр = /2(01 лежащие
вне этой области, соответству-
ют параметрам схемы, обе-
спечивающей устойчивое га-
шение игнитрона.
Рис. 4.30. Зависимости
i — fi (0 и итр — [2 (0:
а — L/'c =• 600 в; б — Ur = 1000 в
О о
Анализируя зависимости i = и uTP = f2(t), можно сде-
лать следующие выводы:
1. Во всех случаях с увеличением емкости конденсатора С
и напряжения U с0 область устойчивого гашения игнитрона рас-
ширяется.
2. С уменьшением емкости конденсатора С увеличивается об-
ратное напряжение на конденсаторе (рис. 4.30, а).
3. С уменьшением cos ср обратное напряжение на конденсаторе
также увеличивается (рис. 4.30, б).
4. С увеличением величины 0со и емкости конденсатора С
увеличивается длительность гасящего импульса тока.
Автоматическое регулирование при однополупериодной сварке
185
Рис. 4.31. Зависимость t'co = ((C)
5. При постоянной емкости С с увеличением мощности сва-
рочного трансформатора область устойчивого гашения игнитрона
сужается.
Для определения параметров гасящей цепи удобно пользо-
ваться зависимостью U с„ =/(С) (рис. 4.31). Эта зависимость
представляет собой границу области устойчивого гашения при
t = team = 50 мксек. Область, лежащая справа от кривой, являет-
ся областью параметров Uc0 и С, обеспечивающих устойчивое га-
шение игнитрона.
На рис. 4.31 показаны зависимости t/c„ = f(C) для различ-
ных мощностей сварочного трансформатора и cos <р = 0,9. Умень-
шение cos ср до 0,5 существенно
не сказывается на /гаш (рис.
4.30 6). При расчете цепи гаше-
ния параметры Uc„ и С необхо-
димо выбирать внутри области
устойчивого гашения игнитро-
на, ограниченной линией Uc0 =
= f(C), с учетом допустимого
перенапряжения и приемле-
мых габаритов конденсатор-
ной батареи С. Дополнитель-
ная энергия, выделяющаяся
на сварочном трансформато-
ре в результате гашения иг-
нитрона, не превышает 8—
9% энергии сварочного импульса. При использовании тиристо-
ров эта энергия еще меньше.
Как видно из зависимостей итр = во время электромаг-
нитных процессов, протекающих в этих схемах, возникают пере-
напряжения на конденсаторе С, которые могут привести к пробою
изоляции трансформатора и нарушить нормальную работу схемы.
В процессе разряда конденсатор перезаряжается до напряжения
обратной полярности, величина которого может превосхо-
дить Uс„ Уменьшения величины Uбез сужения области
устойчивого гашения игнитрона можно добиться путем шунти-
рования первичной обмотки сварочного трансформатора актив-
ным сопротивлением либо диодом.
Технологические характеристики регулятора. Однополупе-
риодная сварка применяется обычно при толщине металла мень-
ше 0,5 мм. Для устранения влияния различных возмущений на
прочность сварного соединения применяется метод стабилизации
некоторых электрических параметров, в частности сварочного
тока и падения напряжения между электродами.
На осциллограмме (рис. 4.32, о) показан импульс сварочного
тока при действии регулятора, работающего на принципе припу-
chipmaker.ru
186 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
дительиого гашения игнитрона, при напряжении сети Uc = 220 в.
Задний фронт импульса соответствует моменту гашения игни-
трона. С уменьшением напряжения сети до 180 в автоматически
Рис. 4.32. Импульс тока при сварке- а — ( с = 220 в;
б — Г', = 180 в
изменяется угол гашения так, чтобы отключение произошло при
заданной амплитуде тока (рис. 4.32, б). Исследование техноло-
Рис. 4.33. Зависимость
Р раар —
а — с регулятором по I св’
б — без регулятора; в — с
регулятором по
гических характеристик регулятора про-
ведено при сварке некоторых мате-
риалов.
На рис. 4.33 приведены зависимости
прочности точки от напряжения питания
при сварке никеля толщиной 6 = 0,15 +
+ 0,15 мм. При сварке без регулятора
прочность сварной точки падает с умень-
шением напряжения сети, причем увели-
чивается разброс. При напряжении сети
порядка 180—185 в прочность падает до
нуля. С увеличением напряжения сети
прочность несколько возрастает и появ-
ляются выплески жидкого металла.
При работе с автоматическим регу-
лятором тока с уменьшением напряже
ния сети прочность точек остается по-
стоянной либо немного растет (рис. 4.33,
а), так как при регулировании по току
за счет изменения угла гашения игнитрона для одного и того же
амплитудного значения тока время сварки увеличивается. Ана-
логично регулятор работает при изменении тока по любым дру-
гим причинам.
В данном случае в качестве регулируемой величины исполь-
зуется мгновенное значение сварочного тока, т. е. отключение
происходит тогда, когда ток достигает определенной величины.
Автоматическое регулирование при однопопупериодной сварке
187
Были проведены опыты по регулированию процесса с использо-
ванием в качестве параметра интегральной величины тока \idt
Л
t
и f Pdt. Поддержание этого параметра постоянным при колеба-
о
нии напряжения сети не обеспечивает стабильной прочности свар-
ных точек. С уменьшением напряжения сети прочность падает
с несколько меньшей скоростью, чем при сварке без регулятора.
Это объясняется тем, что при
уменьшении напряжения сети ин-
тегральное значение тока может
оставаться постоянным за счет уве-
личения времени сварки, но темпе-
ратура в ядре не достигает необ-
ходимой величины, так как тепло-
вая инерция свариваемых тонких
деталей мала. Естественно, что ам-
плитуда импульса тока в данном
случае меньше, чем при номиналь-
ном напряжении сети.
При регулировании по падению
напряжения также обеспечивается
стабилизация прочностных харак-
теристик сварных точек (рис. 4.33,
в). Некоторое снижение прочности
при уменьшении напряжения сети
объясняется меньшим приращени-
ем времени по сравнению с прира-
Рис. 4.34 Зависимость Рразр =
а — с регулятором по ,г‘, б —- без
регулятора
щением при регулировании по то-
ку, так как нарастающая часть импульса напряжения обычно
более крутая, чем импульса тока. Это незначительное снижение
прочности находится в допустимых пределах, поэтому регули-
рование по току' и по напряжению при колебании напряжения
сети с точки зрения стабилизации прочностных характеристик
можно считать равноценным.
Эффективность регулирования по падению напряжения между
электродами в большей степени проявляется при изменении уси-
лия сжатия электродов. Без автоматического регулятора при уве-
личении усилия сжатия от номинального Рсж = 6,8 кГ до Рсм —
— 10,2 кГ (сварка никеля толщиной б = 0,15 + 0,15 мм) проч-
ность сварной точки падает от 11 до 1—2 кГ, т. е. практически
до нуля (рис. 4.34, б).
При сварке с автоматическим регулятором с увеличением
усилия сжатия электродов прочность остается постоянной
(рис. 4.34, и). Уменьшение усилия сжатия до 3 кГ в первом слу-
chipmaker.ru
188 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Рис. 4.35. Зависимость
Рразр — f
а — с регулятором по •
б — без регулятора
чае приводит к появлению выплесков, во втором случае (с авто-
матическим регулятором) выплесков не наблюдается, а прочность
остается приблизительно постоянной. Регулирование по току
здесь нецелесообразно, так как изменение усилия сжатия прак-
тически не сказывается на величине сварочного тока, и поэтому
его стабилизация не приводит к поддержанию стабильной проч-
ности сварной точки.
Автоматическое регулирование по падению напряжения меж-
ду электродами позволяет устранить непровар при увеличении
диаметра электрода (рис. 4.35). Так, при
сварке пластин из никеля толщиной 6 =
= 0,15 + 0,15 мм без автоматического'
регулятора увеличение диаметра элек-
трода от 1,5 до 3 мм приводит к умень-
шению прочности от 10,5 кГ до 0. При
сварке с автоматическим регулятором
такое же увеличение диаметра электро-
да приводит к повышению прочности от
10,5 до 15,5 кГ. Повышение прочности
объясняется увеличением размеров ядра
точки за счет увеличения диаметра элек-
трода и сварочного тока. Регулирование
по току в данном случае также нецелесо-
образно, так как изменение диаметра
электрода почти не сказывается на ве-
личине сварочного тока, и поэтому его'
стабилизация не приводит к поддержа-
нию стабильной прочности сварной
точки.
Схема автоматического регулятора
на мощных полупроводниковых триодах.
Для коммутации кратковременных сварочных импульсов (дли-
тельностью менее 0,01 сек) и для автоматического регулирова-
ния можно использовать в качестве управляемых ключей мощ-
ные полупроводниковые триоды (например, типа П210). Блок-
схема устройства на триодах состоит из источника питания ПП,
сварочного трансформатора СТ, последовательно с ним включен-
ного полупроводникового триода ПТ и блока управления этим
триодом БУ. Различие между схемами (рис. 4,36, а. б) заключа-
ется в том, что в первой — полупроводниковый триод включен по
схеме с общим эмиттером, а во второй — с общим коллек-
тором.
Несмотря на то что коэффициент усиления по мощности схе-
мы с общим эмиттером больше, чем коэффициент усиления схемы
с общим коллектором, для коммутации импульса сварочного тока
целесообразно выбрать схему с общим коллектором, так как опа
Автоматическое регупирование при однопопупериодной сварке
189
обеспечивает большую стабильность работы при изменении тем-
пературы окружающей среды, колебании напряжения питания
и т. д. Стабильность работы схемы повышается за счет внутрен-
ней глубокой отрицательной обратной связи по току, поскольку
сварочный трансформатор включен в эмиттерную цепь триода.
Рис. 4.36. Управляемый контактор на полупроводниковых триодах
Так, например, при изменении напряжения источника питания
на А(7 напряжение на сварочном трансформаторе изменится
на
тр =
At/
1+^’
где At/ — изменение напря-
жения источника
питания;
р — коэффициент об-
ратной связи, для
схем с глубокой
отрицательной об-
ратной связью
Р 1;
k —коэффициент уси-
ления каскада.
Если напряжение источ-
ника уменьшилось на 20%, а
равен 19, то
Рис. 4.37. Схема полупроводникового
контактора с параллельным включе-
нием триодов:
1 — блок питания; 2 — блок управления
коэффициент
усиления каскада
АС* тр —
0,2 = 0,01
1 + 19
и, следовательно, напряжение на сварочном трансформаторе из-
менится на 1%. Таким образом, изменение напряжения на сва-
рочном трансформаторе будет в (1 + р&) раз меньше, чем на
источнике. Для повышения коммутируемой мощности применя-
ется параллельное включение полупроводниковых триодов
(рис. 4.37). Чтобы обеспечить равномерное распределение коллек-
торных токов между всеми триодами, необходимо подобрать
chipmaker.ru
190 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
триоды по величине /7вХб либо включать небольшие сопротивле-
ния в цепь эмиттера каждого полупроводникового триода [53].
Схема полупроводникового контактора позволяет не только
стабилизировать напряжение на сварочном трансформаторе, но
и автоматически регулировать процесс сварки по любому пара-
метру непрерывно в течение всего времени протекания тока.
Кроме того, схема позволяет отрабатывать любую требуемую
форму импульса сварочного тока.
§ 20. АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
ПО ВЕЛИЧИНЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
СВАРОЧНОЙ МАШИНЫ
Тепловое расширение металла как параметр регулирования..
Исследованиями было установлено, что в процессе сварки точки
электроды машины, сдавливающие свариваемые детали, раздви-
Рис. 438. Схема действия
сил теплового расширения
металла при точечной
сварке:
Ft — силы, действующие вдоль
оси электрода: F. — силы, дей-
ствующие в радиальном на-
правлении
гаются на некоторую величину [23].
Подробно это явление было исследо-
вано Д. С. Балковцем [7, 9] и установ-
лено, что между размерами ядра точ-
ки и величиной перемещения электро-
дов существует взаимосвязь, которая
может быть использована для кон-
троля качества сварных соединений.
В дальнейшём были созданы системы
автоматического регулирования про-
цесса сварки, в которых в качестве
параметра использовалось перемещен
ние электродов [97].
Нагреваемый объем металла в зо-
не точки ограничен кольцом холодно-
го металла свариваемых детален
(рис. 4.38). При нагревании происхо-
дит приращение объема металла, его деформация в направле-
нии наименьшего сопротивления — вдоль оси электродов. В ре-
зультате этого явления электроды раздвигаются.
Перемещение электродов значительно увеличивается при об-
разовании в зоне нагрева жидкой фазы. Это объясняется резким
приращением объема металла при переходе его из твердого со-
стояния в жидкое.
Величина относительного максимального перемещения элек-
тродов существенно зависит от физических свойств металла и
колеблется в пределах 8—20%. Перемещение электродов зависит
не только от теплового расширения металла, но и от вдавливания
электродов в поверхность свариваемых деталей. Эти два явления
действуют противоположно друг другу. В некоторых случаях
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов 191
внутреннего контакта.
Рис. 4.39. Схема уста-
новки датчика пере-
мещения
вдавливание может быть настолько велико, что практически
эффект перемещения электродов наблюдаться не будет. Особенно
сильно эффект вдавливания сказывается при сварке алюминие-
вых сплавов. При сварке сталей и жаропрочных сплавов вдавли-
вание невелико.
Деформация разогретого металла происходит не только в на-
правлении оси электродов, но также и в радиальном направле-
нии. В некоторых случаях при значительной жесткости металла
деформация развивается вдоль плоскости
Перемещение электродов значительно
уменьшается и практически не может
быть использовано для контроля процес-
са сварки.
Используя зависимость между вели-
чиной перемещения электродов и разме-
рами литого ядра, Д. С. Балковец пред-
ложил оригинальный метод контроля
качества сварных соединений. Дальней-
шее развитие этот метод получил во
многих работах. Сущность метода заклю-
чается в том, что качество сварной точки
определяется по величине перемещения
электродов, измеряемого непосредственно
в процессе сварки
В первое время этот метод использовался только для конста-
тации непровара без указания причин, вызвавших этот дефект [8].
В дальнейшем были созданы автоматические регуляторы, кото-
рые в зависимости от величины перемещения электродов изме-
няли режим сварки так, чтобы исключить непровар. В простей-
шем случае автоматический регулятор отключает сварочный ток
в тот момент, когда величина перемещения электродов достигает
заданного значения. Так, при уменьшении напряжения сети ре-
гулятор автоматически увеличивает время сварки и предотвра-
щает непровар.
Технологические характеристики регулятора. В ИЭС им.
Е. О. Патона разработан автоматический регулятор, использую-
щий в качестве параметра перемещение электродов, и проведено
экспериментальное исследование процесса сварки с этим регуля-
тором [99]. Принцип регулирования процесса заключается в сле-
дующем. Датчик перемещения, установленный между верхним
электродом и корпусом машины (рис. 4.39), выдает электрический
сигнал, пропорциональный раздвижению электродов. Проведен-
ные исследования показали, что наиболее подходящим для дан-
ного случая является контактный или индуктивный датчик. На-
пряжение, снимаемое с датчика, усиливается электронным усили-
телем и подастся в цепь управления игнитронного прерывателя.
chipmaker.ru
192 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Датчик настраивается таким образом, что он обеспечивает
отключение сварочного тока, когда напряжение, пропорциональ-
ное величине перемещения электродов, достигает заданного зна-
чения. Эта настройка соответствует получению сварного соедине-
ния с заданными прочностными характеристиками. Регулятор
позволяет компенсировать колебание напряжения сети, измене-
ние давления, шунтирование и др. за счет изменения времени
сварки.
Рис. 4.40. Зависимость прочности точек и времени сварки:
а — от напряжения холостого хода сварочного трансформатора; б —
от усилия сжатия электродов; 1 — без регулятора; 2 — с регуля-
тором; 3 — время сварки
Колебание напряжения сети. Из зависимостей на рис. 4.40, а
видно, что при снижении напряжения на 25—30% прочность то-
чек при жестком задании времени падает до нуля.
При регулировании по величине перемещения электродов сни-
жение напряжения на 25—30% приводит к уменьшению прочно-
сти только на 23—25%. Увеличение напряжения приводит к появ-
лению сильных выплесков при сварке без регулятора. При ис-
пользовании регулятора выплески не наблюдаются, а прочность
точек несколько увеличивается.
Стабилизация прочности точек при сварке с регулятором была
достигнута за счет увеличения времени сварки. С уменьшением
напряжения время сварки резко увеличивается. Несмотря на это,
прочность точек все же несколько падает, что объясняется изме-
нением теплового поля в зоне сварки. Уменьшение полезной мощ-
ности нельзя полностью компенсировать увеличением времени
сварки.
Изменение усилия сжатия электродов. Как известно, повыше-
ние усилия сжатия электродов приводит к снижению прочности
сварных точек. Регулятор по величине перемещения электродов
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов
193
устраняет это. Из зависимостей на рис. 4.40, б видно, что при
увеличении давления и жестком задании времени сварки проч-
ность точек снижается, а при сварке с регулятором прочность
точек повышается.
Повышение прочности достигается за счет увеличения вре-
мени сварки. При увеличении усилия сжатия от 400 до 600 кГ
время сварки возрастает от 0,28 до 0,52 сек. Повышение прочно-
сти объясняется увеличением размеров точки за счет расширения
контактной поверхности электродов при повышенном давлении
(поверхность электродов сферическая).
Снижение давления приводит к появлению сильных выпле-
сков при сварке без регулятора.
Шунтирование сварочного тока. С увеличением степени шун-
тирования при сварке без регулятора прочность точек падает.
Регулирование по величине перемещения электродов позволяет
стабилизировать прочность точек при шунтировании.
Метод автоматического регулирования по величине переме-
щения электродов обеспечивает стабильные прочностные харак-
теристики сварных точек при действии и других возмущений.
Кроме того, разброс прочности точек в этом случае сужается.
К недостаткам этого метода следует отнести расширение зоны
термического воздействия при увеличении времени сварки, что
для некоторых металлов и сплавов является недопустимым. Этот
недостаток устраняется при использовании метода программного
регулирования процесса сварки по величине перемещения элек-
тродов.
Программное регулирование процесса точечной сварки. Сущ-
ность этого метода заключается в том, что перемещение электро-
дов подчиняется определенной программе, а выключение свароч-
ного тока производится при достижении величиной перемещения
заданного значения. Программное регулирование в наибольшей
степени позволяет компенсировать влияние различных возму-
щений.
Для того чтобы перемещение электродов следовало заданному
закону, необходимо в процессе сварки регулировать мощность
в зависимости от величины и знака рассогласования между за-
данным и действительным перемещением электродов. Регулиро-
вание мощности осуществляется при помощи автоматического ре-
гулятора, который состоит из датчика перемещений, задающего
и сравнивающего узлов и исполнительного элемента. При помощи
датчика измеряется величина перемещения электродов и преоб-
разовывается в пропорциональный электрический сигнал — на-
пряжение. Это напряжение сравнивается с напряжением задаю-
щего узла, а их разность подается на вход фазовращателя, В за-
висимости от величины рассогласования фазовращатель изменяет
угол зажигания игнитронов и обеспечивает регулирование эффек-
chipmaker.ru
194 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
тивного значения сварочного тока и соответственно подводимой
мощности.
Сварка заканчивается, когда перемещение электродов дости-
гает заданного значения. Эта величина устанавливается путем
регулирования зазора между контактами датчика перемещения.
При программном регулировании можно влиять на размеры
литого ядра и на его структуру. Принцип подчинения перемеще-
ния электродов определенному закону может быть распространен
2000
коо
1200
800
ю
Рис.
ти
а — от напряжения сети; б
усилия сжатия электродов; в
шунтирования
13 п 21 25 Nme4m
tc 'К
7,4
1,2
1,0
0,8
4.41. Зависимость прочнос-
точек и времени сварки:
от
от
не только на время нагрева точки, но и на время охлаждения пос-
ле сварки. Для некоторых сталей требуется специальная терми-
ческая обработка, которую можно производить после сварки не-
посредственно под электродами. При этом повышается пластич-
ность сварного соединения. Обычно это производится путем
периодических включений и выключений тока, проходящего через
остывающую точку. При помощи программного регулятора мож-
но в некоторых пределах изменять скорость охлаждения сварного
соединения, задав соответствующий закон перемещения электро-
дов. Программное регулирование позволяет плавно увеличивать
ток, что снижает вероятность появления выплесков и дает воз-
можность повысить стабильность прочностных характеристик
сварных точек за счет уменьшения разброса контактных сопро-
тивлений.
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов
195
Зависимости прочности точек на срез Р от напряжения пита-
ния для низкоуглеродистой стали толщиной 6 = 1,5 + 1,5 мм по-
казывают, что программное регулирование позволяет стабилизи-
ровать прочность точек при изменении напряжения от 450 до
190 в (рис. 4.41, а). Время сварки t остается практически постоян-
ным, в то время как в предыдущих случаях при уменьшении на-
пряжения сети время сварки значительно возрастает.
При увеличении давления прочность точек возраста»
(рис. 4.41, б), хотя время сварки практически не изменяется. По-
вышение прочности точек объясняется увеличением размеров
ядра вследствие увеличения площади контактов.
Для определения влияния шунтирования листы толщиной
6 = 3 + 3 мм сваривались двойным рядом точек с шагом между
точками 50 мм и расстоянием между рядами 25 мм. Точки одного
ряда после сварки высверливали и листы разрезали на отдель-
ные одноточечные образцы, которые проходили испытания на
срез.
Как видно из рис. 4.41, в, прочность точек практически нс
зависит от шунтирования. Время сварки также не изменяется.
Таким образом, во всех случаях при программном регулиро-
вании по величине перемещения электродов время сварки прак-
тически постоянно. Возмущения компенсируются регулятором,
воздействующим на угол поджигания игнитронов и соответствен-
но полезную мощность.
Аппаратура управления процессом сварки. В обычных усло-
виях сварки величина перемещения электродов с учетом эффекта
вдавливания составляет 8—12% толщины свариваемых сталей.
Это сравнительно небольшое перемещение соизмеримо с допу-
сками на толщину листового металла и износом электродов в про-
цессе сварки. Естественно, что измерительное устройство должно
учитывать эти изменения. Необходимо перемещение электродов
отсчитывать как разность между текущим и начальным значе-
нием суммарной толщины свариваемых деталей.
Датчики перемещения электродов. Место установки датчика
перемещений имеет существенное значение. Для повышения точ-
ности измерений датчик необходимо устанавливать непосредст-
венно между электродами сварочной машины. Однако это свя-
зано с некоторыми трудностями. При такой установке датчик
загромождает контур сварочной машины, затрудняет работу
сварщика и снижает технологические возможности машины.
Принципиально возможно при помощи рычажной системы выне-
сти датчик в более удобное место. Однако для получения высокой
точности измерений рычажная система должна быть достаточно
жесткой, не иметь люфтов и быть надежной при работе в силь-
ных магнитных полях. Практически осуществить такую систему
достаточно сложно.
chipmaker.ru
196 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Наиболее целесообразно устанавливать датчик перемещений
между подвижным электродом и корпусом сварочной машины
(см. рис. 4.40). При такой установке датчика возможно точно
измерять величину расширения металла только при отсутствии
прогиба консоли нижнего электрода. Величина деформации ниж-
ней консоли может быть не вполне определенной вследствие тре-
ния в узлах привода верхнего электрода. При сильном трении
в направляющих верхний электрод практически не перемещается
во время сварки. В результате под действием сил теплового рас-
ширения металла прогибается консоль нижнего электрода. Элек-
троды вдавливаются в поверхность свариваемого металла, и ве-
личина относительного перемещения электродов значительно
уменьшается.
Таким образом, для более эффективного использования дат-
чика необходимо усовершенствовать конструкцию привода верх-
него электрода, устранив жесткое соединение электродного на-
конечника и приводного механизма при помощи пружины.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработано два типа датчиков для
измерения перемещения. Датчики первого типа контактные. Они
предназначены для подачи сигнала на отключение сварочного
тока, когда перемещение электродов достигает заданного значе-
ния. Датчики второго типа индуктивные. Последние используются
в системах программного управления и предназначены для пре-
образования величины перемещения электродов в пропорцио-
нальный электрический сигнал.
Контактный датчик преобразует перемещения электрода в по-
ворот рычага, в результате чего замыкается электрический кон-
такт и подается сигнал на выключение сварочного тока. Кон-
струкция датчика обеспечивает одинаковый зазор между контак-
тами в исходном положении независимо от износа электродов
и толщины свариваемых деталей. Зазор между контактами и ве-
личина заданного перемещения электродов устанавливаются при
помощи микрометрического винта. Индуктивный датчик представ-
ляет собой измеритель малых перемещений, состояший из двух
катушек, установленных на разомкнутых Ш-образных магнито-
проводах. В воздушном зазоре магнитопровода перемещается
якорь, механически связанный с верхним электродом.
Катушки датчика Z\ и z2 включены последовательно с двумя
одинаковыми первичными обмотками z3 и z4 дифференциального
трансформатора (рис. 4.42), а вторичная обмотка этого транс-
форматора является выходной. Если в исходном положении рас-
стояние между якорем и торцами магнитопровода одинаково, то
вследствие симметрии схемы э. д. с., наводимая во вторичной об-
мотке трансформатора, будет равна нулю:
E = -/G)M35(/1 ->2) = о,
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов 197
Л1зз — коэффициент взаимоиндукции между первичной и вто-
ричной обмотками.
В процессе сварки верхний электрод под действием сил теп-
лового расширения металла перемещается вверх. Связанный с
верхним электродом якорь удаляется от катушки zi и прибли-
жается к катушке z2- Это приводит к изменению индуктивного,
а следовательно, и общего сопротивления катушек zi и z2. При-
Рис. 4.42. Схема индуктивного датчика
Рис. 4.43. Блок-схема автомати-
ческого регулятора:
СМ — сварочная машина: Д —
датчик перемещения; СУ — срав-
нивающий узел; ЗУ — задающий
узел; ИУ — исполнительный узел
ближенно можно считать, что относительное изменение индук-
тивности катушки при изменении воздушного зазора равно
ДА = L
2А6
R«S + 2Й ’
где L — индуктивность катушки;
Яж— магнитное сопротивление железного сердечника;
S — сечение сердечника;
6 — величина воздушного зазора;
Дб — изменение величины воздушного зазора.
В результате изменения сопротивления катушек z\ и z2 нару-
шается равенство токов и /2, что приводит к появлению э. д. с.
Е = — ДоЛ135 (/, — /2) = — /со/И35Д/.
Значение \1 упрощенно может быть определено из следую-
щей формулы:
д/ = -_—_-2.^1—
(г1+ гг)2 + (/с°Л7за)г — А?2
где Л134 — коэффициент взаимоиндукции между первичными об-
мотками дифференциального трансформатора;
Дг — изменение величины сопротивления катушек датчика.
chipmaker.ru
1*18 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Из этого выражения следует, что э. д. с. в первом приближе-
нии пропорциональна Az, а следовательно, и перемещению якоря
датчика. Выходное напряжение, снимаемое со вторичной обмотки
дифференциального трансформатора, подается на сетку элек-
тронной лампы, сравнивается с напряжением задания, а их раз-
ность управляет работой фазовращателя.
Автоматический регулятор [97]. Регулятор (рис. 4.43) состоит
из датчика перемещений Д (измерительного узла), задающего уз-
ла ЗУ, сравнивающего узла СУ и исполнительного узла ИУ. Дат-
чик перемещений измеряет и преобразует величину перемещения
электродов А/г в пропорциональное напряжение U\. При помощи
задающего узла задается требуемый закон перемещения электро-
дов в виде напряжения U2, изменяющегося во времени. Разность
напряжений АЙ = 1Д — U2, которая получается на выходе срав-
нивающего узла, с учетом соответствующего знака подается на
вход исполнительного узла. Исполнительный узел представляет
собой фазовращатель, подключенный к игнитронному прерывате-
лю. Фаза поджигающих импульсов, а соответственно и свароч-
ный ток зависят от величины рассогласования AU. Регулятор
изменяет сварочный ток так, чтобы величина перемещения элек-
тродов соответствовала заданной.
Анализ устойчивости регулятора можно провести по методике,
примененной для регуляторов электрических параметров.
Особенности автоматического регулирования процесса шов-
ной (роликовой) сварки. При шовной (роликовой) сварке срав-
нительно толстого металла тепловое расширение в каждой по-
следующей сварной точке приводит к сдвигу расплавленного ме-
талла в сторону только что сваренной, горячей точки. Поэтому
раздвижение роликов практически не наблюдается и использо-
вать этот параметр для контроля невозможно [108].
При роликовой сварке тонких металлов, например нержавею-
щей стали толщиной 0,1—0,5 мм литые ядра при скоростях менее
0,3 м/мин и паузах более 0,1 сек образуются так же, как и при
точечной сварке [31]. Под действием сил теплового расширения
металла происходит раздвижение роликов в каждой сварной
точке, а величина этого раздвижения характеризует качество
сварного шва.
Для измерения величины перемещения роликов под действи-
ем теплового расширения металла разработано бесконтактное
электрогидравлическое измерительное устройство [33]. Конструк-
тивно подвижный электрод и измерительное устройство объеди-
нены (рис. 4 44). Верхний ролик 1 связан сильфонной камерой 2.
В заполненном маслом гидравлическом цилиндре 3 установлен
пустотелый поршень 4. На штоке поршня 5 расположены якорь
электромагнита 6 и якорь индуктивного датчика 7. Электромаг-
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов
199
нит 8 и индуктивный датчик 9 установлены в корпусе 10, который
жестко связан с гидроцилиндром 3.
Обмотки индуктивного датчика включены в плечи моста и пи-
таются от высокочастотного генератора. Напряжение с диагонали
измерительного моста подает-
ся на вход схемы автоматичес-
кого регулятора. Корпус гидро-
цилиндра жестко связан с кор- §
пусом сварочной машины. Уси- §
лие сжатия устанавливается §,
винтом 11 и передается через
пружину 12. '
Измерительное устройство
установлено на машине для
сварки телескопических соеди-
нений тонкостенных труб из не-
ржавеющей стали. Принцип ра-
боты устройства следующий. Во
время сварки под действием
сил теплового расширения ме-
талла верхний ролик перемеща-
ется вверх на величину б, рав-
ную 7—10% суммарной толщи-
ны свариваемых деталей. Это
перемещение вызывает сжатие
сильфона 2 на такую же вели-
чину б. В результате вытесне-
ния масла пустотелый поршень
4 и якорь индуктивного датчи-
ка 7 перемещаются на величину
Рис. 4.44. Устройство для измере-
ния перемещения ролика
kd, где k — отношение попереч-
ного сечения сильфона к поперечному сечению поршня.
Отклонение якоря 7 индуктивного датчика от нейтрали вызы-
вает разбаланс мостовой схемы, в диагонали которой появляется
напряжение, пропорциональное перемещению верхнего электро-
да. Вся подвижная система имеет небольшой вес, поэтому
может довольно точно воспроизводить быстрые перемещения ро-
лика.
После окончания сварочного импульса расплавленный металл
остывает, его объем уменьшается, ролик перемещается вниз и
вся подвижная система возвращается в исходное положение. Во
время пауз включается электромагнит 8, который притягивает
якорь 6 и тем самым ускоряет процесс возвращения подвижной
системы в исходное положение.
Напряжение, пропорциональное величине перемещения роли-
ка, характеризующее, качество сварного соединения, можно вве-
chipmaker.ru
200 Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной сварки
Рис. 4.45. Блок-схема автоматического
регулятора:
СТ — сварочный трансформатор; ПК — игни-
тронный контактор; К — электронный ключ;
Ф — фазовращатель; СУ — сравнивающее
устройство; ПУ — программирующее уст-
ройство; РВ — реле времени; ГПН — гене-
ратор пилообразного напряжения; ПД — пик-
детектор; ОУ — отключающее устройство;
Г — генератор повышенной частоты; У —
усилитель; ИУ — измерительное устройство
сти в систему автоматического регулирования в качестве регу-
лируемого параметра.
Система регулирования [32]. На блок-схеме (рис. 4.45) по-
казаны электронные функциональные узлы и их взаимодействие.
Первичная обмотка сварочного трансформатора СТ подсоединена
к сети через игнитронный контактор ИД, который включается фа-
зовращателем Ф. Длительность импульса сварочного тока и пау-
зы задается реле времени РВ.
При помощи измерительного устройства ИУ измеряется вели-
чина перемещения верхне-
го ролика, пропорциональ-
ная тепловому расшире-
нию металла в процессе
сварки. Схема измеритель-
ного устройства питается
от генератора повышенной
частоты Г (частота питаю-
щего напряжения 1100ai{).
Напряжение, пропорцио-
нальное перемещению ро-
лика, снимаемое с диаго-
нали измерительного мо-
ста, подается на усили-
тель У. После усиления и
детектирования пикдетек-
тором ПД напряжение по-
дается на сравнивающее
устройство СУ, где оно
сравнивается с напряже-
нием программирующего устройства ПУ. Программирующее уст-
ройство предназначено для задания управляющего напряжения,
которое по форме и амплитуде соответствует аппроксимирован-
ной огибающей сигнала датчика перемещений при сварке высо-
кокачественной точки с требуемой глубиной проплавления.
На выходе сравнивающего устройства СУ получается сигнал
рассогласования, равный разности напряжений программирую-
щего устройства и измерительного узла. Это напряжение
Д(7 = иПу— Сцу, а также синхронизированное с сетью пилооб-
разное напряжение генератора ГПН (частота синхронизации
100 гц) подаются на вход фазовращателя Ф. Фазовращатель ге-
нерирует остроконечные импульсы напряжения, фаза которых
зависит от сигнала рассогласования. Остроконечные импульсы
напряжения поджигают силовые тиратроны игнитронного кон-
тактора ИД.
Между игнитронным контактором и фазовращателем установ-
лен электронный ключ Д, который пропускает поджигающие им-
Автоматическое регулирование по величине перемещения электродов
201
пульсы только в том случае, если напряжение рассогласования
не превышает установленных пределов. Кроме того, при выпле-
сках жидкого металла сварочный ток мгновенно отключается
специальным устройством ОУ. Отключающее устройство необхо-
димо, поскольку при выплесках жидкого металла из зоны сварки
ролики чрезмерно сближаются, напряжение, снимаемое с индук-
тивного датчика, значительно уменьшается и под действием боль-
шого сигнала рассогласования увеличивается сварочный ток.
Значительное увеличение сварочного тока предотвращается от-
ключающим устройством.
Рис. 4.46. Зависимость глубины проплавления при сварке труб толщиной
0,5 мм из стали Х18Н9Т:
а — от давления; б — от напряжения на сварочном трансформаторе
1 — с регулятором; 2 — без регулятора
Аналогично работает отключающее устройство при большом
снижении напряжения питающей сети, значительном увеличении
усилия сжатия роликов и во всех других случаях, когда система
автоматического регулирования не может обеспечить требуемую
глубину проплавления. В этих случаях сварка прекращается и
ролики останавливаются.
На рис. 4.46, а показана зависимость глубины проплавления h
от давления Рсж. При сварке с регулятором увеличение давления
от 100 до 180 кГ приводит к снижению h всего лишь на 13%- При
сварке без регулятора наблюдается значительное уменьшение
глубины проплавления. Некоторое снижение h при сварке с регу-
лятором объясняется появлением статической ошибки регули-
рования.
На рис. 4.46, б показана зависимость глубины проплавления
от напряжения на сварочном трансформаторе при сварке с регу-
лятором и без него. Из этой зависимости видно, что регулятор
обеспечивает допустимую глубину проплавления в большем диа-
пазоне изменения напряжения сети. Разработанная система реа-
гирует также и на другие возмущения.
Chipmaker.ru
Г л а в a 5
УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ СТЫКОВОЙ СВАРКИ ОПЛАВЛЕНИЕМ
§ 21. параметры режима сварки
И ВОЗМУЩАЮЩИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
ПРОЦЕСС стыковой сварки оплавлением в общем слу-
чае включает в себя три стадии: подогрев методом со-
противления, оплавление и осадку. Во время первых двух стадий
торцовые части свариваемых заготовок нагреваются. Сварное
соединение образуется при пластической деформации разогретых
торцов заготовок (осадке).
Часто стыковая сварка производится без стадии подогрева —
непрерывным оплавлением. Однако такой процесс не всегда воз-
можен. Если поперечное сечение свариваемых деталей велико,
а сопротивление сварочной машины значительно, то без предва-
рительного подогрева металла оплавление осуществить не удает-
ся. Для оплавления предварительно подогретого металла
требуется меньшая мощность, и подогрев в таких случаях
используется как средство, обеспечивающее возможность
оплавления.
Предварительный подогрев иногда служит как технологиче-
ский прием для расширения зоны разогрева металла. При непре-
рывном оплавлении основная часть энергии выделяется в узкой
области, непосредственно прилегающей к торцам свариваемых
деталей. Нагрев удаленных от оплавляемой поверхности объемов
металла происходит главным образом вследствие теплопроводно-
сти. При предварительном подогреве сопротивлением источники
выделения энергии рассредоточены и зона разогрева охватывает
почти полностью объем металла, находящегося между зажим-
ными губками сварочной машины.
Предварительный подогрев методом сопротивления часто при-
меняют при сварке деталей с небольшим поперечным сечением
с целью повышения производительности труда. При сварке таких
деталей в условиях практически не ограниченной мощности тре-
буемый подогрев деталей легко получить методом сопротивления
за более короткое время, чем методом оплавления. В большин-
стве случаев подогрев производится при повторно-кратковремен-
.ном протекании тока (рис. 5.1).
.Параметры режима сварки и возмущающие воздействия
203
Прерывание тока необходимо для того, чтобы избежать воз-
можных местных перегревов металла. Детали перед сваркой не
имеют, как правило, ровных торцовых поверхностей и установка
их в машину не может быть очень точной. Поэтому детали кон-
тактируют, особенно в начале, по отдельным небольшим площад-
кам, что приводит к неравномерности нагрева металла. Этому же
способствуют характерные для переменного тока поверхностный
эффект и эффект близости. Благодаря периодическому прерыва-
нию тока достигается выравнивание температуры нагрева по по-
перечному сечению деталей.
Прерывание тока может производиться либо путем разрыва
сварочной цепи при возвратно-поступательном движении одной
с предварительным прерывистым подогревом
из деталей, либо путем периодического отклонения первичной об-
мотки трансформатора от сети. Второй способ применяется очень
редко, так как требует точной подготовки торцов деталей под
сварку. Первый способ в этом отношении практичнее.
Режим предварительного подогрева можно характеризовать
следующими основными параметрами: напряжением холостого
хода сварочного трансформатора, сопротивлением машины, уси-
лием сжатия свариваемых деталей во время протекания по ним
тока, длительностью импульса тока, паузой между очередными
замыканиями и общим временем. Влияние параметров режима
на тепловое поле в деталях такое же, как и при любом другом
способе сварки, при котором используется нагрев методом сопро-
тивления. Программа предварительного подогрева чаще всего
задается и воспроизводится с помощью реле времени или
устройств подобного назначения. Введение в систему управления
регуляторов с обратными связями по тем или иным величинам
позволяет автоматически устанавливать в зависимости от усло-
вий сварки общее время подогрева, мощность или энергию
-с целью получения заранее выбранного теплового поля к моменту
начала оплавления.
Проблема стабилизации теплового поля, получаемого в ре-
зультате предварительного подогрева методом сопротивления, не
имеет удовлетворительного решения. Решение этой проблемы
chipmaker.ru
204 Управление процессом стыковой сварки оплавлением
осложняется тем, что распределение температуры по попереч-
ному счению деталей, несмотря на повторно-кратковременный
характер протекания тока, в значительной мере зависит от под-
готовки торцов деталей под сварку и точности установки их в ма-
шине. В этом состоит один из существенных недостатков предва-
рительного подогрева методом сопротивления.
Предварительному подогреву присущи и другие серьезные не-
достатки, ограничивающие области применения стыковой сварки
оплавлением деталей с большим поперечным сечением. К их чис-
лу следует отнести низкие энергетические показатели стыковых
машин. По мере увеличения площади поперечного сечения дета-
лей электрический к. п. д. машин, представляющий собой отно-
шение сопротивления деталей к полному активному сопротивле-
нию сварочной цепи, падает, снижается и коэффициент мощности.
Поэтому мощность машин с увеличением площади поперечного
сечения деталей быстро растет, а производительность падает.
Предварительному подогреву присущи и технологические недо-
статки. Во многих случаях прерывистый подогрев дает чрезмерна
широкую зону разогрева металла, в результате чего снижаются
механические свойства сварного соединения и неэффективно ис-
пользуется затраченная на сварку энергия.
Все это привело к поискам путей, которые позволили бы ис-
пользовать для сварки деталей с большим поперечным сечением
метод непрерывного оплавления. Первая задача, которую необ-
ходимо было разрешить, сводилась к Обеспечению устойчивости
непрерывного оплавления деталей с большим поперечным сече-
нием. Отчасти решение этой задачи освещено в гл. 2, где описаны
способы снижения сопротивления короткого замыкания машин.
Способ повышения устойчивости оплавления — введение в систе-
му управления машиной устройств с корректирующими обратны-
ми связями — описан ниже. Вторая задача — изыскание путей
расширения зоны разогрева металла при непрерывном оплав-
лении — также разрешена выбором рационального режима
оплавления и повышением термического к. п. д. этого процесса..
Режим непрерывного оплавления определяется скоростью от-
носительного перемещения деталей vn, равной приблизительно
скорости оплавления уопл (эти два понятия в дальнейшем отожде-
ствляются), вторичным напряжением холостого хода трансфор-
матора, сопротивлением машины, вылетом деталей и припуском!
на оплавление.
Наиболее существенное влияние на тепловое поле в деталях
оказывает скорость оплавления. Чем больше скорость, тем выше
градиент температурного поля и температура в объемах,
непосредственно прилегающих к оплавляемым поверхностям
(рис. 5.2). При сварке тонкостенных деталей относительное пепе-
мещеиие деталей производят по закону (рис. 5.3), который в пер-
Параметры режима сварки и возмущающие воздействия
205
вом приближении может быть описан простейшей степенной
функцией S = atn, где обычно 1 < п 2. Коэффициент а и по-
казатель степени п подбирают опытным путем.
Оплавление с ускорением позволяет за минимальное время
достичь температуры плавления на торцовых поверхностях сва-
риваемых деталей. Однако постепенное увеличение скорости
оплавления приводит к сокращению зоны разогрева металла, по-
этому ускоренное оплавление рационально только для деталей
небольшой толщины. Для толстостенных деталей требуется зна-
чительная пластическая деформация, которая возможна лишь
Рис. 5.2. Зависимость темпе-
ратуры 6 от расстояния
х (х — 0 — поверхность оп-
лавления) при разных ско-
ростях и одинаковых при-
пусках
Рис. 5.3. Графики переме-
щения S = f (/) и скорос-
ти vn — q> (0 при оплав-
лении с ускорением
при широкой зоне разогрева металла. Ускоренное оплавление
в данном случае нерационально. Наиболее широкую зону разо-
грева можно получить при малой не изменяющейся во времени
скорости оплавления. Как показывает опыт, для углеродистых
и низколегированных сталей эта скорость обычно составляет
0,15—0,25 мм!сек.
Для повышения температуры металла на оплавляемых по-
верхностях и создания достаточно высокого давления паров, пре-
пятствующих проникновению воздуха в искровой промежуток,
конечная стадия оплавления должна производиться при высоких
скоростях (рис. 5.4). Продолжительность этой стадии должна
быть небольшой, иначе чрезмерно сократится зона разогрева и
пластическая деформация металла окажется недостаточной для
получения сварного соединения высокого качества. Особенно
опасны в заключительной стадии нарушения устойчивости оплав-
ления или перерывы в протекании тока через сварочную цепь,
так как нарушения такого рода, обычно труднообнаруживаемые,
ведут к появлению дефектов в сварных соединениях [1].
206
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
Чаше всего программа оплавления S = f(t) задается жестко..
Однако во многих случаях целесообразно применение систем
управления с обратными связями, автоматически устанавливаю-
щими скорость оплавления в зависимости от условий сварки.
В машинах для сварки деталей с большим поперечным сечением
с целью повышения устойчивости оплавления применены авто-
матические корректоры скорости оплавления.
Как отмечалось в гл. 1, термический к. п. д. оплавления зави-
сит от напряжения. Снижение напряжения до предела устойчи-
вости сопровождается повышением к. п. д., что выражается в по-
вышении температуры во всей зоне нагрева (рис. 5.5).
Рис. 5.4. Графики перемещения
S = f(t) и скорости vn = <р (t),
оплавление с ускорением толь-
ко в конечной стадии
Рис. 5.5. Зависимость темпера-
туры 0 от расстояния х при
различных вторичных напряже-
ниях сварочного трансформа-
тора (х = 0 — поверхность оп-
лавления)
При сварке тонкостенных деталей напряжение не регули-
руется. Если оплавление протекает с большим запасом устойчи-
вости, то нет смысла стабилизировать напряжение, так как не-
большие колебания напряжения сети, хотя и отражаются на зоне
пластической деформации деталей, но обычно не приводят к от-
рицательным последствиям.
При сварке толстостенных деталей с целью сокращения при-
пуска на оплавление и времени приходится прибегать к постепен-
ному снижению напряжения. По мере разогрева деталей оплав-
ление может протекать при пониженном напряжении. Это обстоя-
тельство используется для повышения термического к. п. д.
оплавления. Напряжение постепенно снижается так, чтобы оплав-
ление в любой момент времени протекало на пределе устойчиво-
сти. При этом за минимальное время и при минимальном при-
пуске образуется наиболее широкая зона разогрева металла.
Типичная программа снижения напряжения показана на рис. 5.6.
Программа снижения напряжения может задаваться жестко
Параметры режима сварки и возмущающие воздействия
207
как функция времени или пути. Наибольший эффект может быть
получен, если система управления снабжена регулятором с об-
ратными связями, устанавливающим напряжение автоматически
в зависимости от условий сварки.
Сопротивление сварочной цепи оказывает влияние не только
на устойчивость оплавления. Замечено, что изменение сопротив-
ления сказывается на термическом к. п. д. оплавления. Соотно-
шение между индуктивным и активным сопротивлением также
имеет некоторое значение (рис. 5.7). Наибольший термический
к. п. д. наблюдается при преобладании индуктивного сопротив-
ления и наименьший — при преобладании активного. В процессе.
Рис. 5.6. Графики вторичного
напряжения U? = f (/) и скорос-
ти ип = ср (/). Пунктиром пока-
зана зависимость U? = f (/) при
ступенчатом регулировании на-
пряжения с помощью контак-
торов
Рис. 5.7. Зависимость
температуры 0 от рас-
стояния х при различных
cos ср сварочной цепи
(х = 0 — поверхность оп-
лавления)
сварки регулировать сопротивление машины, т. е. вводить или
выводить какие-то дополнительные сопротивления, не имеет
смысла. Следует добиваться того, чтобы сопротивление при всех
условиях было минимальным. При этом обеспечивается возмож-
ность оплавления при минимальном напряжении с наибольшими
электрическим и термическим к. п. д.
Стабильное качество сварных соединений может быть гаран-
тировано, если все перечисленные выше параметры режима пред-
варительного подогрева и оплавления будут выдерживаться с вы-
сокой точностью. Однако в производственных условиях неизбеж-
ны различного рода возмущения, приводящие к отклонениям
параметров режима сварки от заранее подобранных. Наиболее
опасны одновременно действующие даже небольшие отклонения
нескольких параметров, если каждое из них способствует, напри-
мер, снижению устойчивости оплавления или снижению темпе-
ратуры. Общее отрицательное воздействие нескольких отклоне-
ний часто приводит к дефектам в сварных соединениях.
Возмущения можно подразделить на две категории: внешние,
вызванные колебаниями напряжения сети, нестабильностью за-
chipmaker.ru
208 Управление процессом стыковой сварки оплавлением
чистки поверхностей деталей под контакты, нестабильностью под-
готовки торцов деталей под сварку и др., и внутренние, вызван-
ные нарушениями в работе самой машины и системы ее управ-
ления. Ниже мы будем рассматривать возмущения, вызванные
внешними факторами и в первую очередь наиболее существен-
ными: колебаниями напряжения сети и нестабильностью пере-
ходных сопротивлений электрод — деталь.
§ 22. УПРАВЛЕНИЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ ПОДОГРЕВОМ
Системы автоматического управления подогревом можно под-
разделить на три основные группы (рис. 5.8): 1) системы само-
регулирования длительности подогрева с управлением по вре-
мени циклами замыкание — пауза; 2) системы жесткого управ-
ления по временной программе; 3) системы с обратными связями
по энергии, мощности или температуре металла. Рассмотрим не-
которые примеры выполнения систем управления.
Системы первой группы. При системах управления этой груп-
пы процесс прерывистого подогрева самопроизвольно заканчи-
вается, как только торцы заготовок нагреются настолько, что
станет возможным устойчивое оплавление при установленной
скорости перемещения.
Автоматическое управление возвратно-поступательным пере-
мещением плиты машины при подогреве обычно связывают или с
Управление предварительным подогревом
209
резким увеличением сварочного тока в момент короткого замы-
кания торцов заготовок или с падением напряжения на свароч-
ном контакте. На рис. 5.9 показана схема, в которой для авто-
матизации подогрева использовано реле напряжения PH [25].
Обмотка реле подключена к зажимным губкам машины (непо-
средственно или через повышающий трансформатор). При вклю-
чении сварочного трансформатора СТ срабатывает реле PH, ко-
торое своими контактами 1РН замыкает цепь питания реверсив-
ного nj скателя В приводного двигателя Д. При этом подвижный
Рис. 5.9. Простейшее электромеханическое устройство
управления циклом замыкание — пауза
зажим машины 1 перемещается до тех пор, пока свариваемые
заготовки 2 не замкнут накоротко сварочную цепь. При коротком
замыкании напряжение резко падает и становится недостаточным
для удержания сердечника реле PH, его контакт 1РН разры-
вается, а контакт 2РН через пускатель Н включает двигатель Д
на реверс. После разрыва сварочной цепи напряжение на элек-
тродах машины повышается, включается реле PH и повторяется
очередной цикл нагрева. Рассмотренные циклы будут повто-
ряться до тех пор, пока при последующем соприкосновении тор-
цов уменьшение напряжения не достигнет порога отпускания
реле PH.
Как уже отмечалось в гл. 1, при устойчивом оплавлении дей-
ствующее значение напряжения на свариваемых деталях мало
отличается от напряжения холостого хода сварочного трансфор-
матора. Поэтому при переходе к непрерывному оплавлению реле
напряжения остается включенным, обеспечивая поступательное
движение плиты машины вплоть до осадки. В этой системе дли-
тельность импульсов подогрева определяется временем сраба-
тывания реле напряжения и скоростью реверсирования подвиж-
ной плиты машины.
В некоторых машинах с гидравлическим приводом, например
типа Л1СГА-300, длительность импутьсов подогрева устаиавли-
chipmaker.ru
210
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
вается с помощью реле времени, которое при срабатывании
реле PH подает команду на реверс после заданного времени про-
текания тока короткого замыкания.
При прерывистом подогреве торцы деталей немного оплавля-
ются. В зависимости от времени достижения заданной темпера-
туры подогрева изменяется припуск деталей на подогрев и, как
Рис. 5.10. Схема управления, обес-
печивающая постоянный припуск
на оплавление
подвижной плиты машины до
следствие, припуск на оплав-
ление.
На рис. 5.10 показана схема
автоматизации предварительного
подогрева, обеспечивающая по-
стоянство припуска независимо
от длительности подогрева. Здесь
при срабатывании реле PH в
момент короткого замыкания
одновременно с подачей команды
на реверс запускается реле вре-
мени РВ, настроенное на выдер-
жку, равную времени подхода
соприкосновения торцов после
очередного реверса при подогреве, плюс заданная длительность
оплавления. При коротких замыканиях реле РВ возвращается
в исходное положение, а при переходе к непрерывному оплав-
лению включает электромагнит осадки ЭМО после заданного
времени оплавления. При известной скорости vn постоянство
времени оплавления обеспечивает заданный припуск [135].
Схема, показанная на рис. 5.11, также обеспечивает постоян-
ство припуска на оплавление с помощью аналогичного реле вре-
мени РВ. Однако возвратно-поступательное движение плиты при
подогреве происходит не по команде реле напряжения PH, а за
счет встречного включения двух обмоток возбуждения электро-
машинного усилителя ЭМУ, одна из которых ОВР II («Вперед»)
подключена через выпрямитель к контактным зажимам машины,
другая ОВР I («Назад»)—к источнику постоянного тока. После
срабатывания реле времени обмотка ОВГ отключается, а об-
мотка ОВР II переключается на источник постоянного тока. Сум-
марный магнитный поток, создаваемый обмотками ОВР II
и ОВГ III, возрастает, в результате чего двигатель Д резко уве-
личивает скорость, производя осадку.
Рассмотренные регуляторы предварительного подогрева име-
ют существенные недостатки, поскольку время перехода к оплав-
лению определяется температурой нагрева торцов, при которой
подогрев самопроизвольно переходит в оплавление. Эта темпера-
тура нестабильна, она зависит от многих факторов. Действитель-
но, из формулы А (см. § 2), если ее записать для любого проме-
жуточного теплового состояния деталей, можно установить еле-
Управление предварительным подогревом
211
дующую связь между минимальным напряжением U2, необходи-
мым для оплавления с заданной скоростью, сопротивлением
короткого замыкания zK,3 и cos <рк-3:
t/j
<?'гк.з(1 + cosq>K,3)
где q' — количество энер-
гии, приходящей-
ся на единицу веса
оплавленного ме-
талла при данном
тепловом состоя-
нии деталей.
Из этого выражения сле-
дует, что прерывистый по-
догрев может перейти в не-
прерывное оплавление, ко-
гда соотношение между ука-
занными величинами достиг-
= const,
нет определенного значения,
зависящего от площади ПО- Рис. 5.11. Схема управления с электро-
перечного сечения деталей машинным усилителем
и скорости оплавления.
Выясним, какое влияние оказывают на подогрев колебания
напряжения сети. Так как между напряжением сети и U2 имеется
прямая пропорциональность, то относительные значения колеба-
ний напряжения сети равны относительным колебаниям напря-
жения сварочного трансформатора С/2. Допустим, что номиналь-
ному напряжению С/2и соответствовала энергия q'H . Тогда при
изменении напряжения на ДС/2 должна измениться и энергия
, ul
на так, чтобы отношение —• сохранилось неизменным.
ч'
Нетрудно установить, что при малых колебаниях напряжения
это возможно при
Ад' = о Ас'2
ч'н
Следовательно, самопроизвольный переход прерывистого по-
догрева к непрерывному оплавлению при колебаниях напряже-
ния сети сопровождается относительным изменением удельной
энергии, вдвое превышающим относительное изменение напря-
жения сети.
Удельная энергия
я' ~ я,< + яж + —сТе,
212
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
где qu— энергия, затрачиваемая на испарение;
qM — содержание тепла в жидком металле, выбрасы-
ваемом из искрового промежутка;
, / <50 \
к ( ----) — энергия, пропорциональная среднему градиенту
\ <>х j
температурного поля непосредственно у поверх-
ности оплавления и представляющая собой то ко-
личество тепла, которое передается в глубь де-
талей вследствие теплопроводности;
суО — теплосодержание металла, соответствующее сред-
ней температуре торцов свариваемых деталей 0.
Можно показать, что
л(--^-^Л(е0-е),
\ Зх )
где А — коэффициент пропорциональности;
60 — некоторая постоянная температура, определяемая физи-
ческими свойствами металла.
Видимо, сумма qu + qM остается приблизительно постоянной
при небольших колебаниях напряжения. Если исходить из этого
предположения, то
Q'^Q'(O)-Be,
где q'(0) — энергия q' при 6 = 0, В — постоянная.
Изменение энергии
А?' = — Вде-
Выражения для q' и !\q' позволяют получить соотношение
между относительным изменением температуры и относительным
изменением напряжения:
Л0 _ _ 1 2 ДС/2
6Н <7 (0) । Вгн
Ян
Как видно, положительным отклонениям напряжения соответ-
ствует понижение температуры металла, при которой происходит
самопроизвольный переход к непрерывному оплавлению, и на-
оборот. Относительные изменения температуры могут во много
раз превышать вызвавшие их изменения напряжения, особенно
при низких температурах предварительного подогрева.
Большое влияние на среднюю температуру подогрева деталей
оказывают и колебания сопротивления короткого замыкания,
обусловленные нестабильностью переходных сопротивлений вто-
ричной цепи и прежде всего контактов зажимные губки — детали.
Неточность торцовки заготовок также может привести к возбуж-
Управление предварительным подогревом
213
денню оплавления при температуре подогрева ниже предусмот-
ренной.
Системы второй группы. Системы управления этой группы
обеспечивают нагрев заготовок при жестко заданном цикле подо-
грева, характеризующемся строго определенной длительностью
импульсов тока и пауз между ними, усилием и общим временем
подогрева. Команда на переход от подогрева к оплавлению по-
дается или счетчиком числа импульсов тока короткого замыка-
ния, или с помощью реле времени, настроенного на заданное
время подогрева. При срабатывании реле времени уменьшается
скорость перемещения плиты машины настолько, насколько это
необходимо для гарантированного возбуждения устойчивого про-
цесса оплавления. Команда реле времени или счетчика импульсов
на изменение скорости оплавления должна отрабатываться си-
стемой управления при разомкнутой вторичной цепи сразу же
после очередного короткого замыкания.
Принудительный переход к непрерывному оплавлению возмо-
жен без изменения скорости подвижной плиты машины путем
повышения напряжения сварочного трансформатора по оконча-
нии заданного цикла подогрева. Длительность импульсов тока
при подогреве и пауз между ними задается с помощью реле вре-
мени, которые по принципу действия не отличаются от реле вре-
мени, используемых для задания режима точечной контактной
сварки.
Системы управления второй группы обеспечивают более ста-
бильный разогрев деталей, чем системы первой группы. Можно
показать, что при колебаниях напряжения сети относительные
изменения температуры равны приблизительно удвоенному
относительному изменению напряжения:
АО _ 2 ЛС2
ен и2н
При повышении напряжения температура возрастает, а при
понижении падает.
По основному показателю — стабильности нагрева металла
системы второй группы имеют преимущества перед системами
первой группы, однако и они далеко не совершенны, так как
колебания напряжения сети и сопротивления короткого замыка-
ния оказывают сильное влияние на температуру.
Системы третьей группы. Использование для управления
предварительным подогревом систем с обратными связями по
энергии, мощности или температуре металла позволяет практи-
чески исключить влияние колебаний напряжения сети и сопро-
тивления короткого замыкания машины на тепловое поле в дета-
лях к моменту возбуждения непрерывного оплавления. Поэтому
системы третьей группы значительно совершеннее систем первых
ctiipmaker.ru
214
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
двух групп. Тем не менее эти системы пока не получили распро-
странения, хотя никаких принципиальных затруднений, связан-
ных с их практической разработкой, не имеется.
Структурные схемы двух систем управления, относящихся
к этой группе, показаны на рис. 5.12. Система, показанная на
рис. 5.12, а, обеспечивает подогрев деталей до заданной темпера-
туры при минимально возможных колебаниях времени нагрева.
Система содержит устройство для стабилизации мощности с соот-
Нуль
орган
Датчик
температуры
Команда на переход
к оплавлению
^-звов
Блок
формирования
поджигающих
импульсов
б) W3oB
Команда на
переход к
оплавлению
-380В о
Рис. 5.12. Структурные схемы систем управления
Множительное
устройство
Множительное
устройство
ветствующей обратной связью, воздействующей на игнитронный
или тиристорный контактор, и обратную связь по температуре
в какой-то строго фиксированной точке свариваемых деталей.
Обратная связь по температуре должна вырабатывать сигнал
на переход к оплавлению в момент достижения заданной тем-
пературы.
В системе на рис. 5.12, б сигнал на переход к оплавлению вы-
рабатывается тогда, когда энергия достигает заданного значения.
Точность подготовки торцов деталей под сварку и установки их
в зажимных губках машины оказывает большое влияние на тем-
пературное поле и при использовании систем с обратными
связями.
§ 23. ПРОГРАММНОЕ УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ ОПЛАВЛЕНИЯ
Наиболее распространенным направлением автоматизации
контактной стыковой сварки непрерывным оплавлением является
изменение основных параметров процесса сварки по заранее вы-
Программное управление процессом оплавления
215
бранным программам. Число регулируемых параметров должно
быть сведено к минимуму. Практически регулирование оплавле-
ния ограничено возможностью изменения по заданной программе
скорости перемещения плиты машины или вторичного напряже-
ния. Указанные параметры могут изменяться и одновременно в
Рис. 5.13. Классификация систем программного управления
функции времени или пути перемещения подвижной плиты. Клас-
сификация систем программного управления приведена на
рис. 5.13.
Наибольшее распространение получили системы жесткого
управления по заранее выбранной программе скорости перемеще-
ния подвижной части машины. Система этого типа, как и всякие
другие системы жесткого управления, не отрабатывают множе-
ство возмущений, оказывающих влияние на ход процесса оплав-
ления. К. числу наиболее значительных возмущений следует отне-
сти колебания напряжения сети. Если машина работает на пре-
деле устойчивости, падения напряжения сети приводят к
переходу оплавления в короткое замыкание, особенно в наиболее
ответственный момент перед осадкой, что вызывает появление
в соединениях опасных дефектов.
Повышение напряжения сети отражается на зоне разогрева
металла. Большое влияние на устойчивость оплавления оказы-
вают колебания сопротивления короткого замыкания в резуль-
тате нестабильности состояния поверхностей свариваемых дета-
лей и зажимных губок машины.
Применение системы, обеспечивающей изменение скорости
оплавления по заданной программе, целесообразно преимущест-
chipmaker.ru
216 Управление процессом стыковой сварки оплавлением
венно при сварке тонкостенных деталей с небольшим поперечным
сечением, когда оплавление идет с большим запасом устойчиво-
сти, а требуемый разогрев деталей происходит без каких-либо
специальных мер. Для стальных деталей толщина стенки обычно
не превышает 8—10 мм, а поперечное сечение до 1000—1500 мм2,
если сварка производится на универсальных машинах с сопро-
тивлением короткого замыкания порядка 200—300 мком. Для
специализированных машин с малым сопротивлением короткого
замыкания диапазон площадей поперечных сечений расширяется
в большую сторону.
При сварке с предварительным подогревом требования к ста-
дии оплавления значительно более низкие. Роль оплавления
в данном случае сводится в основном к созданию пленки жидкого
металла на торцах заготовок и соответствующей защитной атмос-
феры в искровом промежутке.
Большой запас устойчивости процесса оплавления легко до-
стигается даже на машинах с повышенным сопротивлением ко-
роткого замыкания благодаря предварительному подогреву
металла и возможности повышения напряжения без существен-
ного ущерба для качества соединений. Поэтому в машинах для
сварки с предварительным подогревом оплавление обычно произ-
водится по наперед выбранной жесткой программе изменения
скорости. Во многих машинах даже большой мощности скорость
оплавления с начала и до осадки остается постоянной.
Различные программы изменения- скорости оплавления чаще
всего задаются с помощью кулачков. Скорость вращения кулачка
и его профиль определяют скорость оплавления. Такой способ
программного управления прост, однако он обладает рядом суще-
ственных недостатков. При сварке изделий, торцы которых обре-
заны неровно, требуемый нагрев возможен в том случае, если
программа изменения скорости будет задаваться с момента на-
чала оплавления по всему сечению, а длительность оплавления
косины не будет входить в общее время сварки. При использова-
нии кулачков это требование не удается выполнить. Между тем
в реальных условиях трудно обеспечить абсолютно ровную об-
резку торцов деталей, особенно с развитым сечением, и точную
установку деталей в машине.
Сварка на одной машине различных деталей значительно
усложняется, так как подбор подходящего режима сварки зача-
стую требует изменения профиля кулачка. При длительной
эксплуатации машины рабочая поверхность профильных кулач-
ков изнашивается, что приводит к изменению заданной програм-
мы перемещения и нарушению устойчивости оплавления.
Для более стабильного задания закона перемещения исполь-
зуются различные методы электрического программирования ско-
рости оплавления. На рис. 5.14 показана схема, построенная на
Программное управление процессом оплавления
217
усилителях постоянного тока УПТ, обеспечивающая электриче-
ское программирование необходимого изменения напряжения на
выходе усилителя УПТ-3, которое в дальнейшем может быть по-
дано на обмотку управления электромашинного или магнитного
усилителя, питающего приводной двигатель.
Необходимый закон изменения напряжения ивых УПТ-3 за-
дается начальными условиями, постоянными времени и коэффи-
циентами усиления операционных усилителей.
В некоторых машинах конструкции ИЭС им. Е. О. Патона
программа изменения скорости задается с помощью многоцеп-
Рис. 5.14. Схема задания программы
ных реле времени. В качестве такого реле используется команд-
ный прибор типа КП Э-12У. Прибором можно задавать длитель-
ность операций путем включения или выключения электрических
цепей общим количеством до 12. Так как электродвигатель при-
вода и подвижная станина машины обладают некоторой инер-
ционностью, то в данном случае скорость перемещения подвиж-
ной станины нарастает достаточно плавно. Могут применяться
и другие устройства, обеспечивающие изменение скорости оплав-
ления по заданной программе.
В частности, в машинах, предназначенных для сварки разно-
образных деталей, сокращение времени на настройку машины
достигается применением перфокарт. Программы скорости счи-
тываются с перфокарты, причем развертка записи ведется в функ-
ции времени или пути, пройденного подвижной частью машины.
Программное управление с помощью перфокарт используется
в некоторых машинах, разработанных ИЭС им. Е. О. Патона.
Одним из преимуществ задания программы с помощью элек-
трического устройства является возможность внесения некоторой
поправки в программу на неточность первоначальной установки
деталей в машине и косину их торцов. Вначале подвижная часть
машины перемещается с некоторой постоянной скоростью. При
этом выбирается зазор между деталями и сплавляются неровно-
сти на их торцах. Как только ток оплавления достигнет заранее
установленной величины, что свидетельствует о начале оплав-
chipmaker, ru
218
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
ления по всей или большей части торцовых поверхностей дета-
лей, вступает в действие программирующее устройство.
В машинах с гидравлическим или пневмогидравлическим при-
водом скорость изменения подвижной части машины чаще всего
изменяется за счет регулирования проходного сечения дросселя,
через который протекает масло или другая рабочая жидкость.
Рис. 5.15. Устройство с электроме-
ханическим управлением и следя-
щим гидроприводом
При постоянном давлении в гид-
росистеме и неизменной вязко-
сти рабочей жидкости управле-
ние с помощью дросселя дает
хорошие результаты. Однако
вследствие изменения темпера-
туры жидкости вязкость ее и дав-
ление в гидросистеме не оста-
ются постоянными. Поэтому вы-
бранная заранее программа ско-
рости перемещения станины ма-
шиной не воспроизводится.
Стабильный закон изменения
перемещения подвижной части
машины с гидравлическим при-
водом может быть получен с по-
мощью следящего устройства с
электромеханическим управле-
нием (рис. 5.15) [58]. Золотник гидропривода состоит из корпу-
са 1 и штока 4, который перемещается в осевом направлении.
В корпусе золотника пять цилиндрических выточек, соединяю-
щихся штуцерами с гидросистемой машины. Центральная вы-
точка соединена с линией нагнетания, две крайние — со сливной
линией. Выточка Б соединена с правой полостью гидроцилиндра 5
перемещения подвижной станины 6, выточка А — с левой по-
лостью. В нейтральном положении шток своими рабочими пояска-
ми перекрывает выточки А и Б, так как ширина поясков боль-
ше ширины выточек. В этом случае доступ масла в полость гид-
роцилиндра перемещения перекрыт и подвижная станина не
может перемещаться.
Подача масла в полости гидроцилиндра перемещения под-
вижной станины возможна при смещении штока вправо или влево
от нейтрального положения. В машинах конструкции ИЭС
им. Е. О. Патона шток золотника перемещается с помощью винта
редуктора, установленного на неподвижной станине 2. Односту-
пенчатый червячный редуктор 3 приводится во вращение управ-
ляемым двигателем малой мощности.’ Вращательное движение
ротора электродвигателя кинематической парой — винтом с гай-
кой преобразуется в поступательное. Шток золотника повторяет
все движения винта. При смещении штока влево от нейтраль-
Программное управление процессом оплавления 219
ного положения открывается доступ масла в левую полость гид-
роцилиндра привода, а правая соединяется со сливом.
Подвижная колонка, а вместе с ней и корпус золотника начнут
двигаться влево. Если прекратить движение штока золотника
влево (остановить двигатель), то корпус золотника будет пере-
мещаться влево до тех пор. пока пояски штока не перекроют вы-
точки А и Б. Доступ масла в полость гидроцилиндра прекратится,
и станина остановится. При этом станина пройдет такое же рас-
стояние, на какое был сдвинут шток от нейтрального положения.
При непрерывном движении штока золотника станина машины
и установленный в ней корпус золотника непрерывно движутся
вслед за штоком, повторяя все его движения. Поэтому измене-
ния вязкости рабочей жидкости или просачивание ее из одной
полости гидроцилиндра в другую практически не сказываются
на точности слежения.
Скорость движения станины пропорциональна скорости вра-
щения электродвигателя. Мощность электродвигателя привода
механизма перемещения составляет всего 30—70 вт. Это создает
благоприятные условия для разработки быстродействующих си-
стем регулирования скорости перемещения подвижной станины
с использованием маломощных электромашинных усилителей
(например, ЭМУ-ЗА), магнитных усилителей серии ТУМ, тран-
зисторных схем импульсного регулирования скорости вращения
приводного двигателя и других устройств.
При использовании систем с жестким заданием программы
перемещения подвижной части машины одними из наиболее суще-
ственных возмущений, нарушающих заданный режим сварки,
являются колебания напряжения сети. Для устранения влияния
колебаний напряжения сети машины следует комплектовать ста-
билизаторами напряжения. Простейший способ стабилизации на-
пряжения сводится к питанию машины через игнитронный или
тиристорный прерыватель с соответствующей компаундирующей
связью, обеспечивающей изменение фазы включения прерыва-
теля при колебаниях напряжения сети. Применение стабилиза-
торов такого типа дает требуемый эффект при умеренных колеба-
ниях напряжения сети. Искажение формы кривой напряжения
отражается на процессе оплавления. При одном и том же дей-
ствующем значении напряжения, но разных углах включения тер-
мический коэффициент полезного действия оплавления оказы-
вается различным. Следовательно, чтобы обеспечить достаточно
точное воспроизведение требуемой зоны разогрева, необходимо
стремиться не только к стабилизации действующего значения
напряжения, но и по возможности избегать существенного изме-
нения формы кривой напряжения. С этой точки зрения для сты-
ковых машин целесообразны стабилизаторы, не искажающие
форму кривой напряжения.
chipmaker.ru
220
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
Рис. 5.16. Зависимости
мощности, развиваемой
машиной, и мощности,
необходимой для оплав-
ления, от тока
Корректор скорости. В гл. 1, где речь шла об особенностях
сварочного контакта при непрерывном оплавлении, подчеркива-
лось, что вследствие случайного характера образования элемен-
тарных контактов возможны резкие снижения сопротивления.
Поэтому оплавление при жестко заданной скорости перемещения
приходится вести с большим запасом
устойчивости. Отношение максималь-
ной мощности, которую может раз-
вить машина в сварочном контакте, к
средней мощности обычно больше 3—
4. Это минимальное для саморегули-
рующегося процесса отношение может
быть снижено, если ввести в систему
управления корректирующую связь,
вступающую в действие при чрезмер-
ном уменьшении сопротивления сва-
рочного контакта.
Принцип действия корректоров
скорости оплавления поясняется
рис. 5.16. Кривая 1 представляет собой зависимость мощности,
развиваемой машиной в сварочном контакте, от тока, кри-
вая 2— зависимость мощности, необходимой для оплавления
свариваемых деталей, в функции той же величины. Очевидно
для того, чтобы кривая имела вид кривой 2, необходимо изме-
нить в функции тока скорость подачи оплавляемой детали. Чем
больше ток, тем должна быть меньше скорость подачи. Устой-
чивое оплавление возможно в любой точке кривой 2 с характе-
ристикой машины, соответствующей кривой 1.
Действительно, при любом отклонении тока от установивше-
гося значения баланс мощностей нарушается так, что режим
оплавления восстанавливается. Например, при случайном увели-
чении тока мощность, развиваемая машиной, оказывается всегда
больше той мощности, которая необходима для оплавления. Из-
быточная мощность ускоряет нагрев и разрушение элементарных
контактов, сопротивление сварочной цепи увеличивается и ток
восстанавливается. При уменьшении тока мощность, развиваемая
машиной, становится недостаточной, количество одновременно
существующих элементарных контактов увеличивается и режим
сварки восстанавливается.
Принципиальная электрическая схема корректора скорости
оплавления для стыковых машин, привод которых собран по си-
стеме генератор — двигатель, показана на рис. 5.17. Питание яко-
ря электродвигателя привода ДпР производится от электрома-
шинного усилителя Г/ЭМУ. Обмотка возбуждения двигателя ОВД
и одна из обмоток возбуждения генератора ОВП получают пи-
тание от независимого источника Uo. Вторая обмотка возбужде-
Программное управление процессом оплавления
221
пня генератора ОВГП предназначена для стабилизации числа
оборотов двигателя Дпр при изменении нагрузки на его валу.
Стабилизирующая обмотка 0ВП1 включена параллельно якорю
электродвигателя встречно обмотке ОВГ1. На обмотку ОВГ1
Рис. 5.17. Схема корректора скорости
поступают также сигналы от корректора скорости, включенного
через согласующий повышающий трансформатор ТП и транс-
форматор тока ТТ в силовую цепь сварочной машины.
Работа корректора скорости ос-
Рис. 5.18. Статическая харак-
теристика измерительного
узла корректора скорости
нована на сравнении двух напря-
жений: напряжения Uo, пропорцио-
нального допустимому диапазону
изменения сварочного тока, и регу-
лируемого напряжения Up, пропор-
ционального текущему значению то-
ка. Статическая характеристика из-
мерительного узла корректора ско-
рости 1вых — f(Up) представлена на
рис. 5.18. Пренебрегая нелинейно-
стью сопротивлений выпрямителей
п R,a и полагая напряжения Со и
Up неизменными во времени, полу-
чим [87].
_____________+ R2>R2
r.ru
222 Управление процессом стыковой свврки оплавлением
Ток г'вых равен нулю при
Характеристика 1вЪ1Х = f(Up) не является линейной. Токи й
и /’2 не могут изменить направления вследствие наличия в их це-
пях выпрямителей. Поэтому после достижения токами ц и 1'2
нулевых значений их цепи остаются разомкнутыми (см. рис. 5.17).
Условие отсечки при
По>Ц>, U =
Условие отсечки при
U и ;____________
ип< ир< 1аых — п •
Кз
Коэффициент усиления схемы представляется выражением
k = ______________________М*В. + *з)____________________
v (*2+*3+*ftJ+^з (^в,+^4-^,л)+^.л M+W '
Величина ky тем больше, чем меньше сопротивления Явых, Ret
и R„t. В пределе при Ret = Re, = 0 kv = ——, т. е. при этих
НвЫХ
условиях коэффициент усиления перестает зависеть от сопротив-
лений R? и R3 и определяется только сопротивлением обмотки
возбуждения генератора ОВГ1.
Из рассмотрения зависимости 1вых = f(UP) понятно, что, если
не предусмотреть специальных мер, характеристика корректора
скорости будет иметь вид кривой 1 на рис. 5.19. Другими словами,
при увеличении сварочного тока свыше определенных пределов
ускорение движения плиты машины при реверсе падает, в то вре-
мя как для сокращения времени замыкания плита машины долж-
на перемещаться с наибольшей скоростью.
Для того чтобы характеристика корректора скорости имела
вид кривой 2 на рис. 5.19, в схеме корректора предусмотрено
поляризованное реле РП (см. рис. 5.17), которое при реверсе
подключает обмотку возбуждения ОВГП параллельно якорю
двигателя через сопротивление Re- При соблюдении условия
Re R5 встречный магнитный поток, создаваемый обмот-
кой ОВГП, резко уменьшается и скорость движения плиты воз-
растает. После разрыва сварочной цепи напряжение Up ~ 0,
ток i,lblx изменит направление и свариваемые детали будут пере-
мещаться навстречу друг другу некоторое время с большой ско-
ростью для быстрого закрытия образовавшегося зазора между
деталями. Время движения плиты машины с большой скоростью
Программное управление процессом оплавления
223
после устранения короткого замыкания определяется параметра-
ми цепи, состоящей из С\ и Т?4.
Эффективность действия корректоров скорости во многом за-
висит от инерционности привода перемещения подвижной стани-
ны машины. Замыкание деталей при оплавлении удается пред-
отвратить в том случае, если снижение скорости происходит на-
столько быстро, что предотвращается
площади, занимаемой элементарными
контактами. В противном случае кор-
ректор скорости будет только реверси-
ровать привод после замыкания, т. е.
работать в режиме прерывистого подо-
грева. Любой из приводов перемеще-
ния подвижной станины, применяемых
на стыковых машинах, обладает инер-
ционностью. Она обусловлена нали-
чием люфтов в механизме привода и
возрастает с увеличением усилий, на
которые рассчитан привод подвижной
станины. Поэтому быстрота восстанов-
ления устойчивого процесса оплавле-
заметное увеличение
Рис. 5.19. Зависимость
vn = f(l) для машины с
корректором скорости
ния после замыкания зависит не только от параметров измери-
тельного узла корректора скорости, но и от кинематической схе-
мы привода и массы подвижной станины машины.
Тем не менее использование корректоров скорости подачи в
зависимости от тока в сварочной цепи значительно расширяет
пределы применения сварки методом непрерывного оплавления
даже при использовании обычных универсальных машин. Устой-
чивое оплавление крупных деталей с помощью корректора может
быть получено при сравнительно высоком сопротивлении корот-
кого замыкания машины. Корректор позволяет также снизить
вторичное напряжение, необходимое для возбуждения оплавле-
ния. На рис. 5.20 кривая 1 соответствует работе машин с различ-
ными сопротивлениями ZK 3 без корректора, а кривая 2 — с кор-
ректором. С помощью корректора можно уменьшить минимальное
напряжение приблизительно на 20% вне зависимости от ZK 3.
Так как максимальная мощность, которую может развить ма-
шина, пропорциональна квадрату напряжения, то применение
р
корректоров позволяет снизить отношение - ™- с 3—4 до 2—3.
Применение корректоров позволяет, например, при сопротивле-
нии короткого замыкания машины порядка 90 мком производить
сварку непрерывным оплавлением деталей из углеродистой стали
с поперечным сечением 8500 мм2. Если бы не было корректора,
то для этой цели потребовалась бы машина с сопротивлением
короткого замыкания не выше 50—60 мком. Несомненно, что
chipmaker.ru
224
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
дальнейшее совершенствование динамических свойств корректо-
ров позволит еще больше снизить запас по мощности, свести его
к минимуму и еще больше снизить требования к сопротивлению
Рис. 5.20. Зависимости
минимального вторич-
ного напряжения свароч-
ного трансформатора от
сопротивления короткого
замыкания машины
короткого замыкания машин.
Корректор скорости вступает в действие периодически и на
короткое время. Благодаря этому заданная программа переме-
щения подвижной части машины прак-
тически не нарушается корректором.
Если на время действия корректора от-
ключать программирующее устройство,
то увеличение времени оплавления
обычно не выходит за пределы 10%.
Применение коррекции скорости
подачи в зависимости от сварочного
тока целесообразно на всех машинах
с программным управлением свароч-
ным циклом, включая стыковые маши-
ны с высоким сопротивлением корот-
кого замыкания.
Регулятор напряжения. При сварке
непрерывным оплавлением изделий
большого сечения необходимый разо-
грев торцов можно осуществить за ми-
нимальное время и при минимальном припуске только при сни-
жении напряжения по заранее выбранной программе. Наиболь-
ший тепловой к. п. д. оплавления получается в том случае, если
в любой момент времени напряжение близко к минимально воз-
можному значению, при котором не нарушается устойчивость
процесса оплавления.
Программное снижение напряжения обычно производится в
сочетании с программным регулированием скорости подачи под-
вижной станины машины. Типичные программы изменения ука-
занных параметров режима при сварке на рельсосварочных и
других машинах конструкции ИЭС им. Е. О. Патона показаны
на рис. 5.6. Регулирование напряжения U2 осуществляется или
контакторными схемами — переключением ступеней автотранс-
форматора в первичной цепи стыковой машины —или игнитрон-
ными прерывателями — изменением углов зажигания игнитронов.
Преимущество последних состоит в возможности плавного изме-
нения напряжения U2 и малой инерционности. Так же как и при
программировании скорости оплавления, необходимый закон
изменения сварочного напряжения устанавливают в функции
времени оплавления или величины перемещения подвижной пли-
ты машины при сварке. В некоторых случаях снижение напря-
жения U2 производится в зависимости от текущего значения
скорости перемещения vn-
Программное управление процессом оплавления
225
Необходимая программа снижения напряжения U2 так же,
как и программа изменения скорости оплавления, задается с по-
мощью многоцепных реле времени, перфокарт и другими спосо-
бами и устройствами. Жестко заданная программа изменения на-
пряжения требует стабильных условий сварки. Поскольку послед-
Рис. 5.21. Схема регулятора с корректором напря-
жения:
/ — блок формирования поджигающих импульсов; II —
блок задания программы напряжения в функции времени
или пути, III — блок коррекции программы в функции
тока; IV — блок сравнения
ние практически никогда не остаются неизменными, то для
обеспечения устойчивости оплавления при минимальном напря-
жении необходимо, помимо коррекции программы скорости пере-
мещения, корректировать программу снижения напряжения в за-
висимости от действительного хода сварочного процесса.
Наибольший эффект дают регуляторы напряжения, обладаю-
щие минимальной инерционностью. Этому требованию в полной
мере удовлетворяет игнитронный регулятор напряжения, схема
которого приведена на рис. 5.21. Игнитронный регулятор выпол-
няет следующие основные функции: 1) изменяет напряжение в
функции времени или пути перемещения подвижной части ма-
шины по заданной программе; 2) стабилизирует первичное на-
пряжение; 3) корректирует программу изменения напряжения
при возрастании тока свыше установленной величины.
Регулятор имеет четыре основных функциональных блока,
указанных на схеме. В конструктивном исполнении блоки I и IV
не отличаются от аналогичных по назначению блоков, применяе-
мых в машинах для сварки сопротивлением и описанных в пре-
дыдущей главе.
Блок задания программы изменения напряжения может быть
выполнен на базе многоцепного реле времени, устройства с пер-
chipmaker.ru
226
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
фокартой или любого другого устройства, позволяющего получить
достаточно плавную зависимость напряжения от времени. Блок
коррекции программы в принципе подобен рассмотренному выше
узлу коррекции программы скорости и представляет собой
устройство, сравнивающее текущее значение сварочного тока с
заданным и выдающее сигнал, пропорциональный току, если его
значение превысило заданное значение. Один из вариантов регу-
лятора описан более подробно в работе [58]. Применение игни-
тронных регуляторов с корректорами напряжения дает большой
технологический эффект, выражающийся в существенном повы-
шении термического коэффициента полезного действия и устой-
чивости процесса непрерывного оплавления [89].
Преимущество систем управления с корректорами скорости
и напряжения состоит также в том, что они обеспечивают с до-
статочно высокой точностью воспроизведение заранее выбранных
режимов сварки, благодаря чему достигается стабильность каче-
ства сварных соединений.
Игнитронные регуляторы пока еще не нашли широкого рас-
пространения главным образом вследствие недостаточной надеж-
ности игнитронов и необходимости квалифицированного обслу-
живания. Однако эти трудности имеют временный характер, и без
сомнения можно сказать, что регуляторы напряжения с игнитро-
нами или, вероятнее, с тиристорами в дальнейшем будут исполь-
зоваться в машинах, предназначаемых для стыковой сварки де-
талей с большим и компактным поперечным сечением.
§ 24. СИСТЕМЫ С ОБРАТНЫМИ СВЯЗЯМИ
Выше рассматривались системы с обратными связями по току,
действующими в режиме кратковременного ограничения регули-
руемой величины. Системы с непрерывно действующими обрат-
ными связями также могут быть применены при сварке оплавле-
нием, однако области их рационального применения еще в долж-
ной степени не выявлены.
В принципе для стыковых машин могут быть применены си-
стемы программного регулирования: а) тока с воздействием на
скорость перемещения подвижной части машины; б) тока с воз-
действием на напряжение сварочного трансформатора; в) мощ-
ности с воздействием на скорость vn\ г) температуры в одной или
двух заранее выбранных точках свариваемых деталей с воздей-
ствием на скорость перемещения.
Рассмотрим указанные системы с точки зрения реакции их
на основные возмущения.
Система стабилизации тока с воздействием на скорость по-
дачи в статическом состоянии имеет характеристику, подобную
показанной на рис. 5.22, а. На рабочем участке характеристики
Системы с обратными связями
227
dvn
д!
0. Исходя из общих соображений, можно прийти к вы-
воду, что система такого рода должна обеспечить устойчивое
оплавление как слева, так и справа от максимума мощности ма-
шины, если коэффициент усиления регулятора достаточно высок.
Действительно, для какого-ли-
бо определенного теплового со-
стояния деталей между скоро-
стью подачи и мощностью,
необходимой для оплавления,
существует прямая пропорцио-
нальность. Поэтому характери-
стику регулятора vn = f(I)
можно представить как зависи-
мость мощности Ро от тока 1
(рис. 5.22, б). Точка пересече-
ния этой зависимости с харак-
теристикой! машины Р = ср(/)
(а или б) соответствует состоя-
ние. 5.22. Зависимость скорости Vn
и мощностей Р, Ро в функции тока
для системы стабилизации тока
с воздействием на скорость по-
дачи
нию равновесия системы.
Всякое отклонение тока от
заданного значения (Л или /г)
в большую сторону вызывает снижение скорости перемещения
подвижной части машины. При этом скорость оплавления стано-
вится больше скорости перемещения, в результате чего сопротив-
ление сварочного контакта возрастает и ток восстанавливается.
Однако известные системы работают преимущественно на левом
участке кривой Р = (?(Р), а на правом участке устойчивость не
достигается. Это явление объясняется тем, что электромехани-
ческие или электрогидравлические привода перемещения подвиж-
ной части машины обладают, как правило, большой инерцион-
ностью и не успевают реагировать на чрезвычайно быстрое изме-
нение сопротивления сварочного контакта. Поэтому при работе
справа от максимума мощности системы не позволяют получить
непрерывный процесс оплавления. Оплавление переходит в ко-
роткое замыкание, затем следует разрыв сварочной цепи и т. д.
Снижению устойчивости способствует также то обстоятель-
ство, что отклонение тока вызывает значительно меньший регули-
рующий эффект Р — Рп, чем при работе в точке а.
При работе левее максимума мощности в точке а система
устойчива, однако колебания напряжения сети приводят к суще-
ственным изменениям режима оплавления. Так как мощность
машины Р пропорциональна квадрату напряжения сети, то одной
и той же уставке регулятора (рис. 5.22, б), но разным напря-
жениям, должны соответствовать различные мощности (точки а
и «), а следовательно, и скорости оплавления металла. Градиент
chipmaker.ru
228
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
же температурного поля в деталях в первом приближении
прямо пропорционален скорости оплавления. Поэтому, задавая
программу изменения тока, невозможно получить стабильный
разогрев металла в условиях колебаний! напряжения сети.
Рис. 5.23. Зависимости мощностей Р, Ро и напряжения Т2
от тока для системы регулирования тока с воздействием
на напряжение
В значительно меньшей степени сказываются на процессе
оплавления колебания сопротивления короткого замыкания, вы-
зываемые главным образом нестабильностью переходных сопро-
тивлений между зажимными губками и деталью. Увеличение
сопротивления приводит к снижению скорости оплавления.
Система регулирования тока с воздействием на напряжение
при жесткой программе изменения скорости перемещения под-
вижной части машины позволяет получить более стабильные ре-
зультаты по нагреву металла. Статическая характеристика си-
стемы показана на рис. 5.23, а. На рабочем участке характери-
стики > 0. Возрастание напряжения по мере увеличения
тока достигается соответствующим уменьшением угла зажига-
ния игнитронов Пределы изменения напряжения ограничены
возможностями фазового регулирования напряжения. Зависи-
мость мощности в сварочном контакте от тока для рассматривае-
мой системы показана на рис. 5.23, б. Рабочая точка А изменяет
свое положение в зависимости от мощности Ро, необходимой для
оплавления с заданной скоростью.
Колебания напряжения сети сказываются лишь на угле зажи-
гания игнитронов. Поскольку тепловая эффективность оплавле-
ния несколько зависит от формы кривой напряжения, возмуще-
ния по напряжению сети отрабатываются неполностью. То же
можно сказать и относительно отработки возмущений, вызван-
ных изменениями сопротивления короткого замыкания.
Статическая характеристика регулятора мощности, воздейст-
вующего на скорость, показана на рис. 5.24, а. На рабочем уча-
стке характеристики < 0. При стабилизации мощности за
Системы с обратными связями
229
счет скорости подачи возможна устойчивая работа системы лишь
слева от максимума мощности. При колебаниях напряжения сети
изменяется ток и напряжение на сварочном контакте
(рис. 5.24, б). Так как тепловой баланс оплавления зависит не
Рис. 5.24. Статическая характеристика регулятора
мощности и внешние характеристики машины
только от мощности, но и в некоторой мере от напряжения, коле-
бания напряжения сети должны отражаться на температурном
поле в деталях. Система не исключает также влияния на режим
оплавления изменений сопротивления короткого замыкания.
Система стабилизации или программного регулирования мощ-
ности с воздействием на напряжение при жестко заданно?! ско-
рости vn в принципе не может быть реализована.
Таким образом, каждая из рассмотренных систем программ-
ного регулирования по одной электрической величине имеет те
или иные недостатки. Видимо, система регулирования тока с воз-
действием на напряжение заслуживает наибольшего внимания,
так как она в значительной мере отрабатывает основные возму-
щения и сравнительно несложна в исполнении.
Помимо систем регулирования по одному параметру, возмож-
ны как многоконтурные системы, обеспечивающие регулирова-
ние процесса оплавления по двум или даже нескольким пара-
метрам, так и системы комбинированного типа с компаундирую-
щей связью по основному возмущению — колебаниям напряжения
сети. Возможно одновременное регулирование тока с воздейст-
вием на скорость и стабилизация программы изменения напря-
жения на сварочном трансформаторе (рис. 5.25). Такая система
управления должна воспроизводить заданный режим оплавле-
ния с высокой точностью.
Системы программного управления с обратной связью по тем-
пературе в принципе можно было бы считать наиболее совершен-
ными. Однако практическое осуществление таких систем сталки-
вается с чрезвычайно большими трудностями. Среднюю темпера-
туру поверхности оплавления измерить обычными инструменталы
230
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
ними методами практически невозможно. Невозможно измерить
и среднюю температуру в непосредственной близости к поверх-
ности оплавления. Осуществимо, хотя и сложно, измерение тем-
пературы поверхности свариваемых деталей на некотором рас-
стоянии от поверхности оплавления.
Рис. 5.25. Схема системы управления
Если задавать программу изменения температуры в какой-
либо точке, то можно для воспроизведения этой программы в со-
ответствии с отклонением температуры воздействовать на ско-
рость относительного перемещения деталей или напряжение.
Помимо упомянутых выше трудностей, связанных с измере-
нием температуры, создание регуляторов будет сопряжено, ви-
димо, с решением задачи обеспечения устойчивости при требуе-
мой высокой точности воспроизведения закона изменения темпе-
ратуры. Это осложнение вызвано тем, что при стыковой сварке
оплавлением нагрев глубинных объемов металла происходит
главным образом вследствие теплопроводности. Реакция систе-
мы, выраженная, например, в виде изменения скорости, дает
эффект с большим запаздыванием. Поэтому, стабилизируя про-
грамму изменения температуры в какой-то удаленной от поверх-
ности оплавления точке, трудно получить воспроизведение необ-
ходимой для качественной сварки картины температурного поля
в деталях, особенно у поверхности оплавления.
Системы с обратными связями
231
Более совершенной можно было бы считать систему, обеспе-
чивающую регулирование по двум параметрам: температуре и ее
градиенту. Для этого необходимо измерение температуры по
крайней мере в двух близко расположенных точках.
Рассмотренные выше системы рассчитаны на воспроизведение
заблаговременно выбранной программы работы сварочной ма-
шины. Трудоемкость выбора оптимальных программ для каждого
типоразмера свариваемых изделий и характеристик оборудова-
ния, необходимость перенастройки аппаратуры управления с пе-
реходом к сварке других изделий создают известные неудобства
при использовании обычных систем автоматического регулирова-
ния САР. Более того, заданная программа работы САР в общем
случае оптимальна только при определенных условиях эксплуа-
тации оборудования. Поэтому возникает необходимость в разра-
ботке новых САР, способных самостоятельно изменить свою на-
стройку или алгоритм работы для оптимального протекания сва-
рочного процесса. Такая задача может быть решена только
самонастраивающимися системами автоматического регулиро-
вания.
По своему назначению такие системы могут быть с самоизме-
няющимися уставкой (настройкой), программой (алгоритмом
действия), параметрами, структурой и, наконец, самообучаю-
щиеся системы. Для автоматизации процессов сварки в принципе
могут быть использованы любые из названных систем. Для кон-
тактной стыковой сварки оплавлением, по-видимому, проще реа-
лизовать системы с самоизменяющейся уставкой и программой.
В последнем случае программа должна содержать совокупность
всех основных параметров режима стыковой сварки, а выбор их
оптимальных значений производится автоматически в зависимо-
сти от конкретных условий: толщины деталей, состояния их по-
верхности, сопротивления сварочного контура и т. д. В схему ре-
гулирования вводятся датчики, измеряющие указанные вели-
чины, и в зависимости от результатов измерений система
автоматически выбирает оптимальный режим сварки [86].
Рассмотрим систему с самоизменяющейся уставкой, разра-
ботанную в ИЭС им. Е. О. Патона [109]. Данная система пред-
назначена для автоматического поиска оптимальных значений
скорости перемещения подвижной плиты машины при прочих ус-
тановленных параметрах режима.
Главное отличие систем автоматического поиска САП от САР
состоит в том, что в САР в любой момент времени известно на-
правление, в котором должна двигаться система для устранения
возникшего рассогласования. В САП анализ состояния систе-
мы в данный момент времени не позволяет определить тре-
буемое направление изменения, приводящего систему в состоя-
ние, удовлетворяющее заданным условиям. В этих системах
chipmaker.ru
232
Управление процессом стыковой сварки оппавпением
направление движения определяется автоматическим пои-
ском [126].
Если известно значение регулируемой величины <р в дан-
ный момент, то еще не известно направление изменения регули
рующего воздействия р,-, приводящее систему в состояние, при
котором для функции ф = ф(ц) удовлетворяется соотношение
Л^ = с'-
Рис. 5.26. Зависимость средней ча-
стоты пульсаций сварочного тока
fi от скорости vn
где ч? — регулируемая величина;
р, — регулирующее воздействие (например, скорость оплав-
ления) ;
г = 1,2, ... п.
Для определения этого направления необходимо измерять из-
менения регулирующего воздействия щ-, если они имеются в си-
стеме, или даже специально их вводить и анализировать изме-
нение регулируемой величины <р, являющейся следствием измене-
ний щ. Только сравнением ве-
личин или знаков приращений
Рг и <р можно привести систему
в требуемое состояние. Понят-
но, что зависимость ф = ф(р)
должна иметь экстремум в точ-
ке, соответствующей или близ-
кой к оптимальному режиму
сварки. С этой точки зрения
наиболее показательны экстре-
мальные зависимости средней
частоты пульсаций сварочного
тока fi от скорости переме-
щения плиты машины vn
(рис. 5.26).
зависимости fi — g(cn) позволяет
Экстремальный характер
определить величину скорости перемещения ипэкстр, соответ-
ствующую значению fi экстр- При увеличении скорости свыше
^'пэкстр количество образующихся перемычек жидкого металла и
соответственно частота пульсаций уменьшаются. При чрезмер-
ного увеличении скорости перемещения общая площадь, занимае-
мая перемычками металла, возрастает настолько, что мощность
машины оказывается недостаточной для разрушения перемычек
п процесс оплавления переходит в короткое замыкание. Частота
пульсаций тока Д- = 0. Следовательно, анализируя характер из-
менения частоты пульсаций Д во взаимосвязи со скоростью пере-
мещения, можно определить предельные значения скорости vn,
соответствующие [, экстр, выше которых процесс оплавления стре-
мится перейти в короткое замыкание. Если увеличение скоро-
Системы с обратными связями
233
., dt:
сти vn приводит к отрицательному значению производной -
можно считать, что машина развивает максимально допустимую
мощность, соответствующую устойчивому протеканию процесса
оплавления.
Изучение зависимости fi = g(on) в процессе оплавления по-
казало, что экстремальные значения f{ и форма характеристик
fi ~ s(c’n) зависят от свариваемого материала и его сечения,
Рис. 5.27. Структурная схема самонастраивающейся системы регулирования
сопротивления машины, напряжения О'г и теплового состояния
деталей. При этом с увеличением напряжения сварочного транс-
форматора и по мере разогрева деталей экстремальная зависи-
мость становится более пологой, так что значению ft акСт-р соот-
ветствует не четко определенная величина скорости перемещения,
а диапазон изменения скорости vn, в котором = fi экстр- В си-
стеме экстремального регулирования необходимо предусмотреть
специальные меры, обеспечивающие сдвиг рабочей точки вправо
от экстремума на участок ветви характеристики fi = £(ои), где
dfi л
производная ---- < и.
Структурная схема самонастраивающейся системы регулиро-
вания процесса стыковой сварки оплавлением показана на
рис. 5.27. С трансформатора тока ТТ, включенного в первичную
цепь 1 сварочной машины, сигнал поступает в измеритель ча-
стоты 2, на выходе которого получаем постоянное напряжение,
пропорциональное частоте пульсаций сварочного тока. В дальней-
шем это напряжение усиливается (<3) и подается на вход авто-
матического оптимизатора 4, который, воздействуя на
стыковой машины 5, изменяет скорость оплавления
или иную сторону, чтобы вывести систему на заданный
работы.
В качестве автоматического оптимизатора применен
мальный регулятор дискретного действия типа ЭРА. В нем проб-
привод
В ту
режим
экстре-
234
Управление процессом стыковой сварки оплавлением
ный шаг сочетается с рабочим движением, а направление дви-
жения определяется выражением
ип = sign (<р„ -7- фп-1) t/„_b
где ([п — значение регулируемой величины в шаге п,
sign х = ——
l-vl
Рис. 5.28. Смещение экстре-
мума с помощью дополни-
тельного сигнала, пропорци-
онального регулирующему
воздействию
Дискретный характер регулирования по сравнению с непре-
рывным обеспечивает лучшие динамические свойства системы и
упрощает ее настройку: период регу-
лирования (время между шагами)
может быть заранее выбран больше
времени переходного процесса объ-
екта регулирования. В этом случае
переходные процессы в объекте на
динамику системы регулирования не
влияют.
Смещение рабочей точки на уча-
сток экстремальной характеристики
fi = g(on) с отрицательным накло-
ном касательной в рабочей точке до-
стигается созданием фиктивного экс-
тремума по методу В. В. Казакеви-
ча [48]. Просуммировав кривую 2 с
прямой Г (рис. 5.28), получим кри-
вую 3 с экстремумом в точке, лежащей на ветви рабочей харак-
теристики 2 с отрицательным наклоном. Изменяя угол наклона
прямой 1 к оси абсцисс, можно изменять положение рабочей точ-
ки. Дополнительный сигнал, соответствующий прямой 1, совпа-
дает по знаку с регулирующим воздействием. Поэтому для ра-
боты системы на кривой 3 достаточно подать на вход оптимиза-
тора напряжение с выхода блока формирования управляющего
сигнала. Это равносильно охвату системы жесткой обратной
связью по регулирующему воздействию. Регулируемая величи-
на поступающая на вход оптимизатора при введении фиктив-
ного экстремума, может быть представлена как
Фп = fn 4" П0Пп,
где fn и nQvn — напряжения, пропорциональные соответственно
частоте пульсаций тока и сигналу дополнитель-
ной обратной связи;
По — глубина обратной связи.
Закон регулирования можно записать так:
Un = sign [([„ + novn) — (fn_t + nou„_,)[ П„_, =
=- sign Kfn — fn-i) + «« (n« — n»-i)l (y'n-1 •
Системы с обратными связями
235
Из последнего выражения следует, что при достижении экс-
тремума (f„—fn-i = 0) скорость движения системы будет
определяться только величиной дополнительной обратной связи.
Остановка системы (при Un = 0) произойдет в точке, лежащей
на ветви экстремальной! характеристики с отрицательным накло-
ном, при условии, что
По fn-i).
При сварке различных изделий с развитым сечением экстре-
мальный характер зависимости f,- = g(o„) сохраняется, изменя-
ются лишь начальные условия (конфигурация деталей, попереч-
ное сечение, припуск на оплавление и т. д.), поэтому никакой
перенастройки системы регулирования не требуется. В процессе
наладки регулятора с определенной стыковой машиной необхо-
димо лишь выбрать величину шага оптимизатора, чувствитель-
ность его и коэффициент «о дополнительной обратной связи.
Рис. 5.29. Зависимости средней частоты пульсаций свароч-
ного тока от скорости для различных вторичных напряже-
ний (а) и активных сопротивлений сварочной цепи (б)
В отличие от ранее рассмотренных систем с обратными свя-
зями данный регулятор не требует предварительного определе-
ния и задания уставки регулируемого параметра и обеспечивает
автоматический выбор скорости перемещения плиты машины не-
зависимо от геометрических размеров деталей и характеристик
оборудования. Для работы системы достаточно лишь информации
о том, что экстремум существует. Однако и эта система регулиро-
вания требует экспериментального определения параметров цик-
ла осадки и припуска деталей на оплавление с учетом возмож-
ных отклонений от заданных условий эксплуатации сварочной
машины.
Влияние колебаний напряжения сети и сопротивления корот-
кого замыкания машины на работу системы регулирования мож-
но проследить по изменению экстремальной зависимости
/: = сД'л) при действии указанных возмущений (рис. 5.29, а).
С увеличением напряжения (Л устойчивое оплавление воз-
можно в большем диапазоне изменения скорости подачи. Так как
chipmaker.ru
236
Управление процессом стыковой сварки оплавлением.
„ lit: _
участок экстремальной характеристики, где —0, также пе-
ремещается в сторону увеличения регулирующего воздействия,
то скорость подачи возрастает.
Па рис. 5.30 показаны изохроны температурного поля при
сварке стальных пластин 8 X 50 мм на машине с ZK,3 = 120 мком.
При жестко заданной программе перемещения плиты машины
S = 0,ОЗ/2 мм колебания напряжения сети на ±20% от номи-
нального приводят к заметному изменению зоны разогрева ме-
Рис. 5.30. Изохроны темпера-
турных полей
талла. При работе машины с экс-
тремальным регулятором в ука-
занных пределах изменения на-
пряжения /72 отклонение темпера-
туры в зоне наибольшего разогре-
ва не превышает в среднем 40—
50° С, т. е. значительно меньше,
чем при жестком управлении пе-
ремещением станины. Увеличение
сопротивления короткого замыка-
ния машины (его активной со-
ставляющей RK3, рис. 5.29, б) вы-
зывает реакцию системы, анало-
гичную с уменьшением напряже-
ния U2. Заштрихованная область
изменения температур, отмечен-
ная на рис. 5.30, обеспечивается
работой экстремального регулятора при изменении активного со-
противления от 70 до 130 мком.
Приведенные данные подтверждают возможность получения
достаточно стабильной зоны разогрева деталей при колебаниях
напряжения сети и сопротивления короткого замыкания машины,
если последняя работает на режимах, близких к предельным по
устойчивости процесса. Режимы сварки, обеспечиваемые регуля-
тором, позволяют получить относительно небольшие зоны разо-
грева металла.
Наибольший эффект в отношении расширения зоны разогрева
при сварке с оптимизатором можно получить за счет программ-
ного снижения напряжения.
РАЗДЕЛ
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ
ЧАСТЬ
СПЕЦИАЛЬНЫХ
КОНТАКТНЫХ
МАШИН.
ТРАНСФОРМАТОРЫ
chipmaker.ru
Г л а в a 6
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ ЧАСТОТЫ И ЧИСЛА ФАЗ
§ 25. МАШИНЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
В ЭЛЕКТРОСИЛОВЫХ преобразовательных установ-
ках получили применение кремниевые, вентили. Они
обладают преимуществами перед германиевыми: значительно
более высокими обратным напряжением и рабочей температурой,
несколько большей допустимой плотностью
тока.
Однако перечисленные преимущества
не играют большого значения в данном слу-
чае. Сопротивление постоянному току вто-
ричного контура сварочной! машины, вклю-
чая сопротивление деталей, весьма невелико
п составляет, например, при сварке алюми-
ниевых сплавов всего несколько десятков
микроом. Для того чтобы получить необхо-
димый для сварки ток, оказывается доста-
точным выпрямленное напряжение порядка
нескольких вольт. При таких низких напря-
жениях можно использовать не только крем-
ниевые, но и германиевые вентили самых
низких классов. Решающее преимущество
германиевых вентилей по сравнению с крем-
ниевыми состоит в значительно более высо-
Рис. 6.1. Вольтампер-
ная характеристика
вен।иля в проводя-
щем направлении
кой экономичности. Две основные величины
опредетяют показатели вентиля: пороговое напряжение Un и ди-
намическое сопротивление Re = — при напряжениях, значи-
тельно превышающих пороговое (рис. 6.1). Для германиевых вен-
тилей пороговое напряжение составляет 0,4—0,45 а, для кремние-
вых же это напряжение выше почти вдвое (0,7- 0,9 в). Значи-
тельна разница по динамическому сопротивлению. Для германие-
вых вентилей сопротивление, отнесенное к 1 сл«2 р — п перехода,
chipmaker.ru
240
Преобразователи частоты и числа фаз
составляет (3,5—5) 10~4 ом!см~, а для кремниевых (2—3) X
X 10-3 ом!см2. В среднем динамическое сопротивление единицы
площади перехода в 5—6 раз больше у кремниевого вентиля.
Поэтому падение напряжения на вентилях различно, причем для
германиевых вентилей указанные величины значительно меньше,
чем для кремниевых. Это обстоятельство имеет решающее зна-
чение, так как потери энергии в выпрямителе, даже германие-
вом, значительны и в большинстве случаев вполне соизмеримы
с полезной энергией, расходуемой на сварку.
При выборе рациональной схемы выпрямления следует исхо-
дить из необходимости максимального снижения потерь энергии
на выпрямление и уменьшение количества вентилей. Кстати, эти
два требования не противоречат друг другу. Зависимость паде-
ния напряжения на вентиле от тока с достаточной точностью
можно записать в следующем виде:
Ue = Un+Rei.
Средняя мощность, теряемая в вентиле:
1 т
Ре = — (' Ujdt = UnIc + RJ'2.
rj~ J <> • Ъ V fJ 1 о
0
В последнем выражении:
l..- р — среднее значение тока, протекающего через вентиль;
I — действующее значение его.
В рассматриваемом случае мостовые схемы выпрямления не-
целесообразны, так как обратные напряжения крайне малы.
Вряд ли целесообразны схемы с
уравнительными катушками, по-
скольку размещение их во вторич-
ном контуре сварочной машины
затруднительно. Наиболее подхо-
дящими следует считать схемы с
нулевой точкой, хотя они не вы-
годны в отношении использования
Рис. 6.2. Ток, протекающий че- трансформатора, но зато удобны
рез вентиль для монтажа вентилей на «нуле-
вой точке» — массивной токоведу-
пгей части вторичной цепи, охлаждаемой пр&точной водой.
Выясним, какое влияние на потери оказывает количество
фаз m выпрямителя, рассчитанного на средний ток /,/. Допустим
что реактивное сопротивление трансформатора невелико и ком-
мутация вентилей протекает почти мгновенно (рис. 6.2). Тогда
действующее значение тока, протекающего через вентиль:
Машины постоянного тока
241
1 =
п у т
где п — количество параллельно соединенных вентилей в каждой
фазе.
Среднее значение тока, протекающего через вентиль,
Потери в вентиле
Если считать, что Рв — величина постоянная для данных
условий охлаждения вентиля и не зависящая от числа фаз вы-
прямителя, то из последнего выражения может быть найдено
количество параллельно соединенных в одной фазе вентилей
как функция т:
PJd
4RePem
2Рст
Общее количество вентилей
(А>
растет с увеличением количества фаз.
Следовательно, из соображений снижения стоимости наибо-
лее дорогого элемента машины — блока вентилей — целесооб-
разно применение схем с наименьшим количеством фаз. Для
машин, включаемых в трехфазную сеть, наименьшее значение
т = 3. Fie исключена целесообразность применения машин ма-
лой и средней мощности с числом фаз выпрямленного трансфор-
матора т = 2. Общие потери в вентильном блоке
Р = Р/пп
также снижаются при уменьшении числа фаз т Таким образом,
и с этой точки зрения целесообразны схемы с малым числом
фаз.
Во ВНИИЭСО совместно с заводом «Электрик» разработано
несколько типов машин постоянного тока для точечной и роли-
ковой сварки. Силовая часть машин выполнена по схеме,
показанной на рис. 6.3, а. Число фаз т = 3. Выпрямление
производится германиевыми вентилями с водяным охлаждением
chipmaker.ru
242
Преобразователи частоты и числа фаз
типа ВГВ-1000 на средний ток 1000 а и обратное напряжение
50 в. В условиях работы точечной машины вентиль ВГВ-1000
допускает в импульсе ток до 5—6 ка и при этом падение напря-
жения на нем не превышает 0,75—0,8 в [55].
Управление машиной осуществляется с помощью трех игни-
тронов, которые включены последовательно с первичными
обмотками трансформаторов, соединенными в треугольник.
Рис. 6.3. Выпрямитель контактной машины:
а — схема; б — направления потоков в магнитной системе; в — зависимости токов
и магнитных потоков от времени
Несмотря на униполярное протекание тока в первичных обмот-
ках, магнитные потоки в стержнях трехфазной магнитной систе-
мы не имеют постоянных составляющих (рис. 6.3,6, в).
Размагничивание того или иного стержня происходит намаг-
ничивающими силами обмоток, расположенных на двух других
стержнях. Благодаря соединению первичных обмоток в треуголь-
ник и наличию вентилей не только во вторичных, но и в первич-
ных цепях, сумма ампервитков обмоток, расположенных на
одном стержне, в любой момент времени практически равна
нулю, если магнитная система не насыщена. Поэтому в транс-
форматоре не возникают потоки рассеяния, пропорциональные
выпрямленному току и замыкающиеся по воздуху от ярма к яр-
Машины постоянного тока
243
му магнитной системы. В обычном же выпрямителе, собранном
по трехфазной однополупериодной схеме и не имеющем вентилей
в первичных цепях, между ярмами трансформатора возникает
поток рассеяния, подмагничивающий магнитную систему и отри-
цательно влияющий на работу трансформатора.
Вследствие того, что трансформатор и выводы от него обла-
дают индуктивностью, коммутация вентилей протекает не
мгновенно. Как и в обычном выпрямителе, коммутация обуслов-
ливает дополнительное падение напряжения, пропорциональное
3 г
току —— х/<1, где х — реактивное сопротивление короткого
замыкания трансформатора, приведенное к его вторичной сторо-
не; Ц — среднее значение выпрямленного тока. Установившееся
значение выпрямленного тока
RT
где R — сопротивление вторичной цепи машины, вклю-
чая сварочный контакт;
RT — активное сопротивление короткого замыкания
фазы трансформатора, приведенное ко вто-
ричной стороне;
,, зКз,,
Uхх =—-—и2ф — напряжение холостого хода выпрямителя;
\ 2 л
— фазное напряжение;
Re — динамическое сопротивление вентиля.
Во время переходного процесса, возникающего при включе-
нии машины, среднее значение сварочного тока
id~idXi—е Тз).
где Тэ = ------—------ — эквивалентная постоянная времени;
3 е
R Ч — *+—+Rt
2л п
L — индуктивность вторичной цепи машины.
Во время сварки во вторичной цепи машины накапливается
энергия
Поэтому к концу сварки выпрямленный ток не может спасть
до нуля моментально, накопленная энергия должна израсходо-
ваться в сварочной цепи или должна быть возвращена в сеть.
chipmaker.ru
2-14
Преобразователи частоты и числа фаз
Изменением угла зажигания игнитронов или тиристоров
обеспечивается широкая регулировка сварочного тока. На
Рис. 6.4. Осциллограмма сварочного тока I, выпрямлен-
ного напряжения U и фазного тока /д
рис. 6.4 показана осциллограмма выпрямленного напряжения,
сварочного тока I п тока в одной из фаз сети 1А, показывающая
Рис. 6.5. Отношение мощно-
сти Рцост, потребляемой
машиной постоянного тока,
к мощности Рпер, потребля-
емой однофазной машиной
переменного тока 50 гц, в
зависимости от вылета сва-
рочного контура I:
1 — сварка стали (/ “ 16 КОК
2 — сварка легких сплавов (/ =
= 40 ко) (За)
большие возможности управления
процессом сварки за счет изменения
угла зажигания [45].
Что касается энергетических пре-
имуществ машин постоянного тока
по сравнению с обычными однофаз-
ными, то они наиболее резко прояв-
ляются при сварке деталей с малым
удельным сопротивлением (точечная
сварка легких сплавов, рельефная
сварка) и-при больших вылетах ма-
шин (рис. 6.5) [55].
Вследствие искажения кривых
линейных токов коэффициент мощ-
ности машины постоянного тока с
трехфазным однополупериодным вы-
прямителем невысок. Так, в идеаль-
ном случае, когда ток холостого хо-
да и сопротивление короткого замы-
кания трансформатора ничтожно
трансформаторов близки
малы, кривые токов в обмотках
к прямоугольным, действующее значе-
ние первичного тока (установившийся режим)
линейное напряжение
3 I 3
где kr — коэффициент трансформации.
Однополупериодные низкочастотные машины
245
Мощность машины
?! = 1'3/^! = -^Рв,
1 11 3 у 3
где Рв = Ux.xId, — мощность выпрямленного тока.
Коэффициент мощности, равный в данном случае коэффици-
енту искажения:
7 = ^ = 0,83.
Pi
Коэффициент мощности действующих установок ниже, так
как произведенным расчетом не учтены ток холостого хода транс-
форматора и смещение первой гармоники тока в сторону отстава-
ния, вызванное коммутацией вентилей. Отрицательно отра-
жается на коэффициенте мощности регулирование тока (в мень-
шую сторону) изменением угла зажигания игнитронов, а также
переходный процесс, вызванный электромагнитной инерцией
сварочной цепи. Влияние на коэффициент мощности перечислен-
ных факторов рассматривается в следующем параграфе на при-
мере низкочастотной однополупериодной машины.
§ 26. ОДНОПОЛУПЕРИОДНЫЕ НИЗКОЧАСТОТНЫЕ МАШИНЫ
Машины этого типа применяются почти исключительно для
точечной и шовной сварки различных крупногабаритных кон-
струкций из легких сплавов. Униполярный импульс сварочного
тока получается в таких машинах путем кратковременного
включения выпрямителя на пер-
вичную обмотку сварочного транс-
форматора (рис. 6.6).
Приложенное к первичной об-
мотке трансформатора напряже-
ние почти полностью уравновеши-
вается ~
этому
можно
Ф
Рис. 6.6. Схема силовой части од-
нополупериодной низкочастотной
машины
или
* ~ -у- С'ср/ + фо,
э. д. с. самоиндукции. По-
с достаточной точностью
считать, что
11Ф
и, --------
dt
Следовательно,
chipmaker, ru
246
Преобразователи частоты и числа фаз
где Фо — остаточный поток в магнитной системе;
У ср — среднее значение выпрямленного напряжения.
Из-за насыщения стали магнитный поток Ф не должен пре-
вышать некоторое предельное значение Фтах, при котором
намагничивающая составляющая первичного тока находится
в допустимых пределах. Этому предельному значению магнитно-
го потока должно соответствовать наибольшее время включения
трансформатора /тах- Из записанного выше выражения выте-
кает, что
f ___ w (Фщах Фр)
^тах ,
U ср
Переключатель ПП автоматически изменяет полярность про-
текания тока после каждого включения трансформатора, благо-
, , , Рис. 6.7. Схема замещения (а)
Uq/M)-Ucp и упрощенная схема замеще-
rt_-----------— ния (б)
5)
даря чему магнитная система трансформатора регулярно пере-
магничивается. Поэтому при определении /’тяг остаточный маг-
нитный поток следует считать отрицательным.
Схема замещения силовой части машины показана на
рис. 6.7. В ней все параметры следует считать приведенными ко
вторичной цепи машины. Падение напряжения в игнитронах АП'
слабо зависит от тока, и в схеме замещения это падение напря-
жения можно рассматривать как противо-э. д. с. Сопротивле-
6х
ние -— учитывает то падение напряжения в выпрямителе,
2л
которое вызывается реактивным сопротивлением х фазы, питаю-
щей сеть. В нормальных условиях работы ток холостого хода to
мал и схема замещения может быть упрощена, как показано
на рис. 6.7, б.
Сопротивление
Ra = R+Rr + ^+2Ri.
zjt
Однополупериодные низкочастотные машины
247
Индуктивность
L3 — L + L?t + Lrt,
RT = RP + RT — активное сопротивление короткого замыкания
трансформатора;
Ri — активное сопротивление фазы сети;
L'Ti + LT* —индуктивности рассеяния трансформатора.
Так как U'cp = — Ucp и число вторичных витков транс-
форматора в большинстве случаев
равно единице, то выражение для
максимального времени включения
первичной обмотки можно записать
в следующем виде:
/ __ Фтах Ф(1
Магнитные потоки Фгпах и Фо
определяются размерами трансфор-
матора и свойствами стали, из кото-
рой изготовлен его сердечник. По-
этому для данной конструкции
трансформатора произведение мак-
симального времени включения £гаах
на вторичное напряжение Ucp, рав-
ное разности магнитных потоков
Фтах — Фо, величина постоянная.
функции относительного вре-
мени
При включении машины вторичный ток изменяется по закону
Ч = М1-
где Т3 — эквивалентная постоянная времени.
Энергия, потребляемая из сети, расходуется на нагрев токо-
ведущих элементов и свариваемых деталей, а также накапли-
вается в магнитном поле машины (рис. 6.8). Характерно, что
при малых значениях 0 = — энергия WR (расходуемая на
Т э
нагрев активных сопротивлений) оказывается меньше энергии
WL (накапливаемой в магнитном поле).
Как и во всякой цепи, обладающей индуктивностью, в конце
сварки вторичный ток не может упасть до нуля мгновенно. Если
прекратить подачу поджигающих импульсов на игнитроны, то
248
Преобразователи частоты и числа фаз
после этого проводимость сохранит только одна пара игнитронов.
Ток будет постепенно спадать, изменяясь по экспоненте, на
которую накладывается переменная составляющая (рис. 6.9, а).
Амплитуда переменной составляющей зависит от сопротивления
машины току промышленной частоты.
Чтобы предупредить возможную перегрузку последней пары
игнитронов непрерывно протекающим током, параллельно пер-
вичной обмотке включают дополнительный неуправляемый
Рис. 6.9. Вторичный ток и первичное напряжение:
а — без шунтирующего игнитрона; б — с игнитроном
игнитрон, который зажигается после изменения полярности на-
пряжения на первичной обмотке трансформатора (см. рис. 6.6).
Благодаря этому ток, протекающий через игнитроны выпрями-
теля, очень быстро спадает до нуля и выпрямитель выключается
(рис. 6.9, б). Ток во вторичной цепи машины постепенно спадает,
изменяясь примерно по такому закону:
(1-е
где Iim — значение тока в момент отключения трансформатора
от выпрямителя;
— падение напряжения в шунтирующем игнитроне,
приведенное ко вторичной цепи;
t — время, отсчитанное от момента отключения транс-
форматора от выпрямителя.
Однополупериодные низкочастотные машины
249
сеть.
в
Конечно, при этом часть ее
Рис. 6.10. Инверторный режим выпрямителя
СВОЙ Потенциал точки Р
U а
Потенциал точки N
В некоторых случаях, например при роликовой сварке,
медленное спадание тока недопустимо, так как до отключения
шунтирующего игнитрона нельзя, поменяв полярность, включать
выпрямитель.
Для ускорения спадания тока выпрямитель переводят в ин-
верторный режим, при котором энергия, накопленная в свароч-
ной машине, возвращается
превращается в тепло в
машине. Для того чтобы
перевести выпрямитель в
инверторный режим, необ-
ходимо так изменить фазу
поджигания игнитронов,
чтобы напряжение на пер-
вичной обмотке трансфор-
матора изменило
знак (рис. 6.10). Для это-
го очередное поджигание
игнитрона 1 положитель-
ной группы вентилей про-
изводится не в точке, соот-
ветствующей моменту /],
а позже, при /2- Несмотря
на отрицательный потен-
циал фазы А, в это время
зажигание вентиля 1 воз-
можно, так как потенциал
точки Р ниже потенциала
фазы А. Подобное измене-
ние угла поджигания про-
изводится и в отрицатель-
ной группе вентилей.
Среднее значение на-
пряжения на первичной обмотке во время инвертирования зави-
сит от угла поджигания. Если средние значения Uivbinp ~
~ | U\ | инверт, то ток /2 спадает до нуля за время, равное прибли-
зительно (0,7 4- 0,8) Тэ.
Электрические параметры режима сварки на одиополупери-
одной низкочастотной машине можно регулировать изменением
числа витков в первичной обмотке трансформатора и временем
включения выпрямителя. С уменьшением числа витков возра-
стает выпрямленное напряжение и соответственно увеличивается
наибольшее значение сварочного тока. Максимальное время
включения сокращается (рис. 6.11, а). При регулировании углом
зажигания игнитронов можно в широких пределах изменять
форму кривой сварочного тока (рис. 6.11,6). В этом отношении
250
Преобразователи частоты и числа фаз
регулирование углом зажигания дает некоторые технологические
преимущества, которые иногда могут быть эффективно исполь-
зованы. Кроме того, автома-
тическое изменение угла за-
жигания позволяет обеспе-
чить стабилизацию режима
сварки при колебаниях на-
пряжения сети.
Регулирование углом за-
жигания игнитронов, хотя и
удобно, но не всегда целе-
сообразно. Действительно,
коэффициентах транс-
тока регулированием
Рис. 6.11. Токи и напряжения при различных
формации (а) и изменение формы кривой
угла зажигания (6)
мощность на стороне переменного тока выпрямителя
Р = узи/.
При использовании схемы Ларионова среднее значение при-
ложенного к первичной обмотке напряжения
U ср = Л1,35Д,
где k — коэффициент снижения напряжения за счет запаздыва-
ния зажигания.
Действующее значение переменного тока I = Л 1/ ^..Следо-
Г 3
вательно, мощность
Р =
Ucplj । /
k • 1,35 V 3
или
1.05
где
Л = UcpIt.
Однополупериодные низкочастотные машины
251
Коэффициент мощности
у = -^- = 0,95Л.
Р
Из последнего выражения вытекает, что снижение напряже-
ния в k раз приводит к снижению коэффициента мощности ма-
шины во столько же раз, точно так же, как и в однофазной
машине переменного тока. Если же зажигание производится без
запаздывания (полнофазный режим), то коэффициент мощности
машины достаточно высок (0,95).
Поэтому требуемый режим сварки там, где это возможно,
следует устанавливать соответствующим подбором коэффици-
ента трансформации и пользоваться регулированием зажигания
для изменения напряжения в процессе сварки.
Приведенное выше выражение для коэффициента мощности
машины х справедливо для периода времени, когда ток близок к
своему максимальному значению 1т. Среднее же значение коэф-
фициента мощности машины за время сварки Хсг ниже в связи
с неравномерностью потребления энергии из сети, вызванной
электромагнитной инерцией сварочной цепи. Значение Хс? может
быть найдено как отношение энергии Wa, превращающейся за
время сварки в тепло, к кажущейся энергии:
U7= V3U(IA + IB + Ic)te,
где Ia, 1в и 1с — действующие (средние квадратичные) значе-
ния токов в фазах сети;
4 — время, в течение которого первичная обмотка
трансформатора присоединена к выпрямителю.
Выражение для х<т может быть записано в таком виде:
*с
\ *т ‘т *пг /
В последнем выражении tc — время протекания тока в свароч-
ной цепи, значения токов в фазах сети следует считать приве-
денными ко вторичной цепи сварочной машины. Для расчетов
можно использовать приближенное выражение
где — среднее значение тока;
&tn — время протекания тока (рис. 6.12).
chipmaker.ru
252
Преобразователи частоты н числа фаз
Если машина работает с вентилем, шунтирующим первичную
обмотку, то
В сильной степени /ср зависит от режима работы машины.
Машина с шунтирующим вентилем имеет значительно более
высокий коэффициент мощности,
чем машина, в которой гашение
тока осуществляется переходом в
инверторный режим. Например,
при — = 2 и Тэ = — (Г — пе-
1 Тэ 0,6 '
Рис. 6.12. Зависимости 1'2 = f(t)
и iA = <Г(0
риод изменения напряжения се-
ти) среднее значение коэффициен-
та мощности машины с шунти-
рующим игнитроном составляет
0,83, а машины с гашением тока —
0,56. Столь значительная разница
объясняется тем, что во время
инверторного режима работы вы-
прямителя часть энергии, накоп-
ленной в магнитном поле маши-
ны, возвращается в сеть, т. е. пе-
риодически циркулирует между
сетью и машиной. В машине же с
шунтирующим вентилем электро-
магнитная энергия не возвращается в сеть, а полностью превра-
щается в тепло.
Однополупериодные низкочастотные машины мощностью
400—1000 ква получили широкое распространение на многих
заводах, изготовляющих крупногабаритные листовые конструк-
ции из легких сплавов. Машина типа МТПТ-1000 позволяет
получать при сварке алюминиевых сплавов импульсы тока с ам-
плитудой до 200 ка (номинальное значение 160 ка) при zma4 =
= 0,45 сек. Постоянная времени Т3 = 0,1 сек. По данным ра-
боты [45], трехфазная машина при прочих равных условиях имеет
мощность в 3—6 раз меньшую, чем однофазная машина с теми
же размерами рабочего пространства.
§ 27. НИЗКОЧАСТОТНЫЕ МАШИНЫ
В сварочной технике получили распространение простейшие
преобразователи частоты и числа фаз. В принципе такой преоб-
разователь состоит из двух игнитронных выпрямителей, пооче-
Низкочастотные машины
253
редно работающих на первичную обмотку низкочастотного
трансформатора.
Попытки найти преобразователь с наименьшим числом уп-
равляемых вентилей без каких-либо промежуточных элементов
приводят к трехфазным однополупериодным схемам (рис. 6.13).
Один из основных недостатков преобразователя (рис. 6.13, а)
состоит в том, что он загружает нулевой провод распредели-
тельной электрической сети. Ток в нулевом проводе значительно
превышает ток в любой из фаз сети. В связи с этим возможны
затруднения при установке преобразователя, так как нулевые
провода в заводских сетях и выводы нуля в силовых понизитель-
ных трансформаторах не рассчитаны на сравнительно большие
мощности, какие требуются для контактных машин. Кроме того,
нагрузка нулевого провода вызывает искажение системы фазных
напряжений и появление ярмовых магнитных потоков рассеяния
в силовых трансформаторах. Правда, все эти явления влекут
за собой значительно меньшие отрицательные последствия, чем
обычно, так как по нулевому проводу протекает ток низкой ча-
стоты. Тем не менее для машин мощностью несколько сотен
киловольтампер однофазная однополупериодная схема в таком
исполнении нежелательна.
Французская фирма Лопжепин в своих машинах использует
трехфазную однополуперподную схему, по с промежуточным
трансформатором (рис. 6.13,6), благодаря чему не загружается
нулевой провод сети. Тем же свойством обладает более простая
схема (рис. 6.13, в), в которой используется специальная трехфаз-
ная реактивная катушка, образующая искусственную нулевую
точку. Такая реактивная катушка называется нейтралером {57].
Пренебрегая током холостого хода катушки, просто показать,
что первичный ток сварочного трансформатора разделяется ней-
тралером на три равные части:
ц
г.4 = tn = 1с —
Так как токи в катушках нейтралера одинаковы, то на каж-
дом стержне магнитной системы имеет место равновесие намаг-
ничивающих сил. Благодаря этому реактивное сопротивление
нейтралера рабочему току определяется лишь потоками рассея-
ния, которые при соответствующем расположении катушек весь-
ма невелики. Падение напряжения в пейтралере при работе
преобразователя
“0 = + •
где LK, RK — индуктивность и активное сопротивление короткого
замыкания трансформатора, который можно со-
здать из двух катушек, находящихся на одном
стержне сердечника.
Преобразователи частоты и числа фаз
Рис. 6.13. Схемы простейших преобразователей частоты и числа фаз
Низкочастотные машины
255
Рис. 6.14. К пояснению принципа действия преобразователя
с четырехобмоточным трансформатором
chipmaker.ru
256
Преобразователи частоты и числа фаз
Наибольшее распространение получили преобразователи
фирмы Спаки с четырехобмоточным трансформатором
(рис. 6.13, г).
Принцип действия преобразователя иллюстрируют кривые
токов и напряжений, приведенные на рис. 6.14. Во время поло-
жительного полупериода низкой частоты работает одна группа
игнитронов, во время отрицательного полупериода—другая.
Вследствие электромагнитной связи между обмотками разности
потенциалов между электродами вентилей представляют собой
суммы соответствующего линейного напряжения и э. д. с. взаи-
моиндукции. При работе, например, игнитрона в цепи АВ потен-
циал анода UBCa игнитрона в цепи ВС становится положи-
Рис. 6.15. Схемы замещения для оди-
ночной работы игнитронов и попар-
ной
тельным лишь после момента
/в. Поэтому зажигание игни-
трона в цепи ВС до момента С
оказывается невозможным точ-
но так же, как и в обычной
трехфазной однополупериод-
ной схеме выпрямления.
Строгая очередность зажи-
гания игнитронов,обеспечивае-
мая соответствующей системой
управления, позволяет полу-
чить практически непрерывную
кривую сварочного тока низ-
кой частоты.
Смена горящих игнитронов
не может быть мгновенной.
В связи с этим часть времени
игнитроны, находящиеся в различных цепях, работают одновре-
менно. Пользуясь схемами замещения, легко проанализировать
все режимы работы преобразователя.
Для одиночной работы игнитронов пригодна обыкновенная
схема замещения двухобмоточного трансформатора (рис. 6.15, а),
для попарной работы (режим коммутации вентилей) —трехоб-
моточного (рис. 6.15, б). На схемах замещения приняты следую-
щие обозначения"
Ci = — (Lu L\ п— Соц),
Ь.2 == — (С]2 h L-2U—Li н),
= — (Ci п4- L-2H —С12).
Низкочастотные машины
257
Индексы у индуктивностей короткого замыкания соответ-
ствуют принятой на рис. 6.14 нумерации обмоток. Сопротивления
и /?п—активные сопротивления обмоток, приведенные
ко вторичной цепи машины. Параметры вторичной цепи маши-
ны — индуктивность и активное сопротивление — обозначены
соответственно буквами Lm и Rm
Вторичный ток может быть найден из уравнения
и л в. ~ (Cm + Ьм) —~-г п + Rm) ilt
at
в случае работы игнитрона в цепи АВ и при помощи аналогичных
уравнений при одиночной работе игнитронов в других цепях.
В период коммутации
t’n — —(i-AB + 1вс)',
иав — ивс = L\ ——-----L2 ——|- IabRi — IbcRz',
dt dt
и Ав = IabRi + L\ —-----(Z?u + Rm) *ц — (Си + LM) " .
dt at
Если Rj и R2 малы, что всегда бывает, а скорость измене-
ния токов i4B и iBC в период коммутации велика, то
• , diAB t diBC
Uab — ивс ~ -К 1 ---Ь2 —- •
dt dt
Постоянная времени неразветвленной части схемы замещения
значительно больше времени коммутации. Поэтому можно счи-
тать, что
diAB dtBC _ q
dt dt
и,следовательно,
* АВ / j \ г \
иАВ --U-BC~——— (Е1 + L2).
at
Обычно
и
‘Ч АВ 11А в ивс
dt I12
chipmaker.ru
258
Преобразователи частоты и числа фаз
Таким образом, индуктивность короткого замыкания транс-
форматора, образованного двумя первичными обмотками, опре-
деляет скорость коммутации.
Для угла перекрытия получается выражение
cos у = 1 — 1АВ (0)
С'ЗДД
где co — круговая частота сети (314 1/гек);
Gb (0) —ток в пепи АВ непосредственно перед началом
коммутации.
Напряжение на неразветвленной части схемы замещения
и0 = — иАВ + Li
^АВ
dt
UAB + unc
2
Вычисляя среднее значение u0 за время работы вентиля, по-
лучаем
иОсР ~ (^Л=о [1 - iAB I = 0,827Дт - iH (0,24со£.12) .
L г wml
Из последнего выражения видно, что реактивное сопротивле-
ние короткого замыкания пары первичных обмоток по отноше-
нию к низкочастотной (сварочной) цепи машины играет роль
последовательно включенного активного сопротивления. Следо-
вательно, при конструировании трансформатора следует стре-
миться к снижению этой индуктивности.
Все рассмотренные выше схемы преобразователей в прин-
ципе равноценны, так как они построены на разновидностях
трехфазной однополупериодной схемы выпрямления. Однако
между преобразователями, построенными по таким схемам,
имеются некоторые, не очень большие различия в отношении
стоимости силовых устройств и потерь энергии в них.
Допустим, что расчетная мощность низкочастотного транс-
форматора, используемого в преобразователе, изображенном
на рис. 6.13,6, равна Р. В преобразователе по схеме на рис. 6.13, в
при прочих равных условиях расчетная мощность трансфор-
матора такая же. Расчетная мощность четырехобмоточного
трансформатора должна быть большей. Из основ преобразова-
тельной техники известно, что действующее значение вторичного
тока трехфазного трансформатора, работающего с трехфазным
IZ? г
однополупериодным выпрямителем, равно ——, где Id — выпрям-
V 3
ленный ток.
В рассматриваемом случае режим работы первичных обмоток
трансформатора аналогичен: ток протекает через обмотку при-
близительно одну треть времени. Следовательно, действующее
Низкочастотные машины
259
значение тока обмотки в среднем (первичные обмотки загруже-
ны неравномерно) может быть принято равным
h = ,
° kT у 3
где kT — коэффициент трансформации.
Посмотрим теперь, какую мощность могут развить три пер-
вичные обмотки, если их соединить параллельно и использовать
трансформатор с такими обмотками в одной из схем (см.
рис. 6.13,6 и в). Из условий нагрева можно допустить, что
общий первичный ток 1\ = 3/ц , а напряжение сохранится преж-
ним. Мощность первичных обмоток
Р1==зДв-.-^- = /ЗР.
] 3 kT
Мощность вторичной обмотки Р. Расчетная мощность транс-
форматора
Ртр = Р2+Р = 1.37Р.
Только по данным расчетов мощностей низкочастотных транс-
форматоров нельзя сделать вывода о преимуществах преобра-
зователей, собранных по первым двум схемам. Необходимо
учесть еще мощности устройств, рассчитанных на частоту сети.
В табл. 6.1 приведены данные, полученные обычным путем.
Для того чтобы можно было в какой-то мере судить о весах
устройств, их расчетные мощности были приведены к низкой
частоте (5 и 10 гц). Преобразователь с четырехобмоточным
трансформатором имеет наихудшие показатели. За ним следует
преобразователь с промежуточным трансформатором, однако его
преимущества невелики, так как дробление мощности на несколь-
ко единиц всегда сопровождается дополнительными вложениями
материалов или снижением к. п. д. Лучшие показатели имеет
преобразователь с нейтралером. Однако этому преобразователю
присущ серьезный недостаток, который состоит в том, что
игнитроны работают в цепях фазных напряжений, а не линейных.
Поэтому их к. п. д. ниже. Указанный недостаток становится
несущественным, если вместо игнитронов применить тиристоры.
В последних падение напряжения меньше приблизительно в
10 раз.
Эффективность применения преобразователя с энергетической
точки зрения может быть оценена коэффициентом мощности,
представляющим собой отношение активной мощности Ра к ка-
chipmaker.ru
260
Преобразователи частоты и числа фаз
Таблица 6.1
Расчетные мощности
Схема преобразователя Мощность трансформа- тора низкой частоты Мощность устройств, рассчитывае- мых на частоту сети Расчетные мощности, приведенные к низкой частоте
10 гц 5 гц
С промежуточным транс- форматором (рис. 6. 13, б) р 1, 46Р Р + 0.29Р Р + 0,15Р
С нейтралером (рис. 6. 13, в) р 0,5Р* Р + 0,1Р Р + 0,05Р
С четырехобмоточным трансформатором (рис. 6. 13, г) 1.37Р 0 1.37Р 1,37Р
* Мощность нейтралера
3_£Л_____К _ р
1,17 3 1,17
По расходу активных материалов реактивная катушка эквивалентна трансформа-
тору половинной мощности. Учитывая это, а также принимая во внимание соединение
Р
обмоток, получаем, что расчетная мощность катушки (как трансформатора) равна——.
жущейся. Так как кривые токов и напряжений низкой частоты,
а также токов в сети в значительной мере отличаются от сину-
соид, коэффициент мощности преобразователя х всегда меньше
cos ф, определенного для синусоидальных токов (см. § 6). В об-
щем случае
X = vcostpi,
где v — коэффициент искажения;
cos ф1 — сдвиг фаз между фазным напряжением сети и первой
гармоникой тока.
Обычные фазометры, как известно, позволяют определить
лишь costpi. Коэффициент мощности может быть вычислен по
опытным или расчетным данным по формуле
где 1А, 1В и /с—действующие значения токов в фазах.
Достаточно точное расчетное определение коэффициента
мощности связано с громоздкими вычислениями. Ниже мы
ограничимся лишь ориентировочным расчетом, позволяющим
оценить порядок коэффициента мощности в случае использова-
ния простейшего преобразователя частоты и числа фаз (см.
Низкочастотные машины
261
рис. 6.13, г), или любого ему подобного (рис. 6.13, в) при непре-
рывной кривой тока низкой частоты.
В дальнейшем с целью упрощения будем считать, что коэф-
фициент трансформации низкочастотного трансформатора равен
единице, а ток холостого хода ничтожно мал. Заменим действи-
тельную кривую напряжения, содержащую пульсации с часто-
той 150 гц, прямоугольной кривой с ординатой U, равной для
преобразователя (см. рис. 6.13, г) 2,02 L/ф, где (Уд?— фазное на-
пряжение. Это допущение не слишком существенно, так как со-
противление машины току частотой 150 гц и выше во много раз
больше,чем сопротивление току низкой частоты (10 гц и меньше).
Рис. 6.16. Кривые напряжения и тока
Легко показать, что в стационарном режиме сварочной ток
в пределах одного полупериода (см. рис. 6.16) изменяется по
закону
(ц = /т(1—ае
где
, U 2
1 т ~~ R ’ ° — —— '
3 Т
1 +е 3
Среднее значение мощности за половину периода низкой
частоты (активная мощность)
С учетом приведенного выше выражения для тока получаем
Pa = UIin 1—2-^-е
и
—1
2
где
chipmaker.ru
262
Преобразователи частоты и числа фаз
Действующие значения фазных напряжений UA, Ив и Uc
одинаковы. Действующие значения фазных токов 1А, 1В и 1с в
общем случае несколько различны, особенно при относительно
высоких частотах (порядка 10 гц). Для вычисления коэффициен-
та мощности целесообразно найти среднее значение токов. Фаз-
ный ток в течение одной трети периода равен нулю, а в течение
двух других третей равен приведенному значению сварочного
тока с положительным и отрицательным знаком. В связи с этим
среднее значение фазного тока можно найти по приближенному
выражению:
где /ц — действующее значение сварочного тока.
2
В последнем выражении коэффициент — перед интегралом
3
от квадрата тока учитывает время протекания тока. Действую-
щее значение сварочного тока
/ц=Лп|/
е
Коэффициент мощности
где k — коэффициент снижения напряжения за счет увеличения
угла зажигания.
Для цепи с Дэ и £э, не зависящими от частоты,
е = 2л-^—— ,
fH tg Фс
где /с, fn — частота сети и выходная частота преобразователя,
tg<Pe=-^.
На рис. 6.17 показана зависимость от cos срс, вычисленная
по выведенной формуле для двух значений fH при k = 1. Машина
с преобразователем частоты имеет меньшую мощность, чем
машина промышленной частоты при cos <рс < 0,78 -j- 0,8. Чем
Низкочастотные машины
263
Рис. 6.17. Зависимость коэффи-
циента мощности от cos <рс
ниже cos фс, тем значительней эффект снижения частоты. На
рис. 6.17 отмечено пять точек, полученных опытным путем при
10 гц. Заметное расхождение между опытом и расчетом вызвано
принятыми нами упрощающими допущениями, а также тем, что
во время опытов угол зажигания был несколько больше мини-
мального. Из опытных данных вытекает, что низкочастотный
преобразователь имеет преимущество при cos фс < 0,73, так как
при этом % > COS фс.
Значения / для двух рассмотренных преобразователей одина-
ковы. Повысить энергетические характеристики преобразователя
можно только путем применения
схем выпрямления, обеспечиваю-
щих меньшие искажения кривых
токов. К таким схемам относят-
ся трехфазные мостовые, шести-
фазные и другие схемы, требую-
щие для своего осуществления
вдвое большего числа вентилей
и более сложный аппаратуры уп-
равления. Однако преимущества
таких схем в отношении повыше-
ния коэффициента мощности зна-
чительны и применение их не ис-
ключено.
К схемам управления венти-
лями предъявляются точно та-
кие же требования, как к схемам
обычных синхронных, игнитронных
ров, описанных в гл. 3. Управление вентилями должно обеспе-
чить точное воспроизведение заданного режима сварки, стаби-
лизацию выпрямленного напряжения путем соответствующего
изменения угла зажигания игнитронов при колебаниях напря-
жения сети, а также нормальный режим периодического пере-
магничивания сердечника низкочастотного трансформатора. Ис-
ходя из последнего требования вытекает, в частности, что, как
и в случае применения синхронного игнитронного контактора,
количество полупериодов тока низкой частоты должно быть
четным.
Пропуски зажигания игнитронов, различные нарушения
работы системы управления или непостоянство остаточной ин-
дукции в сердечнике трансформатора ведут к нарушению режима
периодического перемагничивания. При точечной и роликовой
сварке всякого рода отклонения от заранее установленного
режима сварки могут привести к появлению наиболее опасных
дефектов сварных соединений — непроварам. Поэтому суще-
ственные отклонения должны фиксироваться, а сварные соеди-
или тиристорных контакте-
chipmaker.ru
264
Преобразователи частоты и числа фаз
нения, полученные в ненормальных условиях, строго контро-
лироваться.
Нарушение режима перемагничивания вызывает чрезмерно
большое увеличение намагничивающей составляющей первично-
го тока и замедленный спад его в конце полупериода. В итоге
становится возможным включение вентилей очередного выпря-
мителя еще до окончания работы предшествующего, что соответ-
ствует переходу преобразователя в режим короткого замыкания
и последующему аварийно-
Рис. 6.18. Схема получения сигнала о
насыщении магнитной системы сва-
рочного трансформатора
му отключению машины от
сети.
В машинах для стыковой
сварки единичные пропуски
зажигания игнитронов не
могут повлиять на качество
сварных соединений. Они
могут привести только к на-
рушению режима перемаг-
ничивания сердечника транс-
форматора. Для исключе-
ния возможности перехода
преобразователя в аварийный режим целесообразно использо-
вать схемы управления с обратной связью, обеспечивающей
симметрию цикла перемагничивания трансформатора. Обрат-
ная связь может быть осуществлена с помощью реактивной ка-
тушки с ферромагнитным сердечником [41]. Катушку разме-
щают у сердечника трансформатора в поле рассеяния основного
магнитного потока (рис. 6.18). Подмагничивание сердечника
катушки нарушает равновесие моста переменного тока повышен-
ной частоты, и таким образом получается сигнал, необходимый
для корректировки управления вентилями.
Глава 7
АККУМУЛЯТОРЫ ЭНЕРГИИ
Chipmaker.ru
§ 28. СПОСОБЫ НАКОПЛЕНИЯ ЭНЕРГИИ
И ПЕРЕДАЧИ ЕЕ В СВАРОЧНЫЙ КОНТУР
МАЛОЕ время выделения энергии в сварочном кон-
туре и относительно большая пауза между очередны-
ми сварками характерны для многих способов контактной свар-
ки и прежде всего точечной Эта особенность невольно приводит
к мысли о целесообразности накопления энергии во время паузы
и импульсного использования ее во время сварки. Зарядка
аккумулятора может быть осуществлена при малой мощности,
а разрядка, произведенная за малое время, может дать необхо-
димый для сварки импульс большой мощности. Если обозначить
через t3 и tp соответственно время зарядки и время разрядки, а
через Р3 и Рр — средние мощности этих двух периодов работы
аккумулятора, то очевидно
РЛп = PPtP,
где 1] — к. п. д. аккумулятора.
Эффективность применения аккумулятора как средства для
снижения потребляемой мощности может быть оценена по
соотношению
Ра __ 1 tp
рР >1 А
А
из которого вытекает, что чем меньше тем ниже отношение
средних мощностей.
Используя накопительный элемент, можно, видимо, создать
более благоприятные условия для образования сварного соеди-
нения. Эта возможность реализуется главным образом в маши-
нах, предназначаемых для сварки различного рода мелких
деталей — элементов приборов, электронных ламп и пр. Чем
меньше толщина деталей, тем меньше при прочих равных усло-
виях должно быть время сварки (см. § 3). Использование акку-
муляторов позволяет простейшими средствами получать малые
времена сварки, составляющие величины порядка нескольких
chipmaker, ru
266
Аккумуляторы энергии
тысячных долей секунды и меньше. Применение машин с непо-
средственным питанием от сети в подобных случаях сопряжено
с некоторыми осложнениями, так как возможные колебания
угла зажигания игнитронов или тиристоров могут оказаться
соизмеримыми со временем сварки. В связи с этим при исполь-
зовании машин с непосредственным питанием от сети прихо-
дится применять не оптимальные мягкие режимы сварки.
Наконец, одним из преимуществ почти любого способа сварки
аккумулированной энергией является сравнительно простой
строгий контроль количества накопляемой энергии, что, безу-
словно, положительно отражается на
стабильности качества сварных сое-
динений.
Накопить необходимую для свар-
ки энергию можно в различных уст-
ройствах: электрических, электромаг-
нитных, электромеханических или
Рис. 7.1. Схема конденса- элекТпохимических. Предпочтение, без-
торной машины г г J
условно, заслуживают те устройства,
в которых цикл преобразования и по-
следующего использования энергии содержит наименьшее коли-
чество переходов и сопряжен с минимальными потерями.
Наибольшее распространение в сварочной технике получили
конденсаторные накопители энергии. Батарея конденсаторов
(рис. 7.1) заряжается от источника постоянного тока — выпря-
мителя и затем разряжается через трансформатор, а иногда и
непосредственно на цепь, содержащую сварочный контакт
Энергия, накапливаемая в конденсаторах:
2 ’
где С — емкость;
U —- напряжение.
Машины с конденсаторами, используемыми в качестве нако-
пителей энергии, чаще всего называются конденсаторными ма-
шинами. Область применения их ограничивается в основном
мелкими деталями из черных и цветных металлов толщиной
0,5—0,7 мм и менее. Машины позволяют получать время разряда
от десятков миллисекунд до долей миллисекунд. Для сварки
очень тонких деталей применяются машины, в которых разряд
конденсаторов производится непосредственно на сварочный
контур без сварочного трансформатора. При этом вследствие
«несогласованности» разрядной цепи й аккумулятора энергии
к. п. д. разряда оказывается очень низким. Однако в данном
случае это обстоятельство не может быть решающим, так как
требуемая для сварки тончайших деталей энергия весьма неве-
Способы накопления энергии и передачи ее в сварочный контур
267
лика. Важно то, что при разряде без трансформатора можно
получить очень малое время протекания тока через свариваемые
детали, что и требуется для образования качественного сварного
соединения.
В ближайшем будущем, видимо, область применения конден-
саторных машин значительно расширится. Они отчасти вытеснят
однополупериодные низкочастотные машины с большими разме-
рами вторичного контура. Основное преимущество конденсатор-
ных машин в данном случае — малая мощность, требуемая для
зарядки емкости. Для сравнения можно указать, например, что
конденсаторная машина с вылетом, равным 1,5 м, при макси-
мальной зарядной мощности 75 ква и времени зарядки 1 сек
позволяет сваривать алюминиевые сплавы толщиной 2,5 + 2,5 мм
при максимальном токе 80 ка. Конденсаторная батарея этой
машины рассчитана на накопление энергии 22 кдж. Однополу-
перподная низкочастотная машина аналогичного назначения
имеет мощность 300—400 ква, а однофазная машина промыш-
ленной частоты-—приблизительно 1500 ква.
Снижение мощности путем применения в качестве накопи-
теля энергии конденсаторов достигается дорогой ценой. Поэтому
даже значительное снижение мощности с экономической точки
зрения не всегда может быть оправдано. Во многих случаях,
особенно для вновь проектируемых производств, выгоднее вло-
жить дополнительные средства в систему электроснабжения, чем
применять более дорогое сварочное оборудование.
При роликовой сварке с достаточно высокой производитель-
ностью время зарядки конденсаторов невелико. Поэтому сниже-
ние мощности проявляется слабо или даже совсем не выявляется.
Тем не менее и для роликовой сварки конденсаторные машины
имеют рациональные области применения и прежде всего для
сварки особо тонких деталей, когда требуется малое время
нагрева зоны сварки.
Наибольший эффект снижения мощности роликовых конден-
саторных машин дает разработанная ВНИИЭСО [43] схема с
буферной емкостью С, непрерывно подзаряжаемой до опреде-
ленного заранее выбранного уровня управляемым выпрямителем
(рис. 7.2). Буферная емкость С во много раз больше рабочей
емкости Ср. ЛАашина работает поочередно в режиме зарядки и
затем в режиме разрядки емкости Ср, причем как при зарядке,
так п при разрядке через сварочную цепь протекает ток. За
один цикл зарядки и разрядки получаются две точки. Можно
показать, что в рассматриваемой схеме процессы зарядки и раз-
рядки описываются одинаковыми уравнениями и прй С С\
формы и наибольшие значения как зарядного, так и разрядного
токов одинаковы. Во время очередной зарядки работает игнит-
рон И1, а во время разрядки — игнитрон Й2.
chipmaker.ru
268
Аккумуляторы энергии
Значительно более простая схема предложена И. В. Пенте-
говым (рис. 7.3) [102]. В первичную цепь машины включена
емкость С и синхронный игнитронный контактор. Время сварки
определяется в данном случае собственной частотой контура,
содержащего последовательно соединенные емкости и сварочную
машину.
Рис. 7.2. Схема конденсаторной машины с буферной
емкостью
Рис. 7.3. Резонансно-импульсная конденсаторная машина:
а — схема; б — кривые напряжения и токов при разной частоте включения
игнитронов
Количество включений машины в единицу времени не может
быть произвольным, так как должны быть соблюдены условия
перезарядки конденсатора и не нарушена периодичность намаг-
ничивания трансформатора (рис. 7.3,6). Все это возможно, если
интервал времени между очередными зажиганиями игнитронов
т
равен — + пТ, где Т—период изменения напряжения сети,
п — любое целое число. Частота включений машины
Способы накопления энергии и передачи ее в сварочный контур
269
соответствует количеству свариваемых точек в одну секунду.
При частоте сети 50 гц может быть получена частота f, равная
1 2 1
100, 33 —, 20, 14 —, 11 — гц и т. д.
3 7 9
Напряжение на емкости и на первичной обмотке сварочного
трансформатора значительно превышает напряжения сети
вследствие резонансных явлений. Учитывая это, И. В. Пентегов
называет роликовые машины, по-
строенные по схеме на рис. 7, 3, а,
резонансно-импульсными.
В установившемся режиме
мощность резонансно-импульсной
машины практически равна ак-
тивной мощности, рассеиваемой
в сварочном контакте, трансфор-
маторе и вторичном контуре
машины.
В 40-х и в начале 50-х годов
Рис. 7.4. Схемы электромагнитных
машин:
а — с трансформатором-аккумулято-
ром; б — с дополнительным реактором;
в — с коммутирующей емкостью
делались многократные попытки
использовать преимущественно
для точечной сварки легких
сплавов энергию, накапливае-
мую в электромагнитных систе-
мах.
Перспектива применения тако-
го рода аккумуляторов энергии
была особенно привлекательна в
связи с тем, что для изготовления
машины не требовались дефицит-
ные и дорогие конденсаторы или
другие элементы. Собственно
сварочная машина не теряла
своих обычных форм, так как накопление энергии и соответ-
ствующее преобразование ее осуществлялось трансформатором,
несколько отличающимся от обыкновенного своими увеличенны-
ми размерами и наличием воздушных зазоров в магнитной си-
стеме (рис. 7.4).
Зарядка аккумулятора производится включением первичной
обмотки трансформатора. Вторичная цепь машины в процессе
зарядки, как правило, замкнута на свариваемые детали. Поэтому
ток протекает как по первичной обмотке, так и по вторичной
вследствие взаимной индукции (рис. 7.5). Когда в магнитной
системе трансформатора накопится достаточная энергия, цепь
первичной обмотки разрывается. Накопленная энергия выделя-
ется во вторичном контуре машины и частично теряется в от-
ключающем устройстве.
270
Аккумуляторы энергии
В ранее выполненных машинах управление зарядкой произ-
водилось по величине первичного тока. Как только ток достигал
заданного значения, первичная обмотка отключалась от выпря-
мителя. Однако по величине первичного тока можно было судить
о накопленной энергии только то-
гда, когда /2 = 0.
Как известно, энергия магнит-
ного поля связанных цепей
Рис. 7.5. Кривые первичного
и вторичного токов
7 /2 г .-2
2 2 12
Индуктивность L2 представляет
собой сумму индуктивностей вто-
ричной обмотки трансформатора
12. и вторичного контура машины
LK. Трансформатор-аккумулятор обычно выполняется с малым
рассеянием между обмотками. Поэтому с достаточной точностью
можно считать, что
L2 и
” \ / Ш1
Учитывая сказанное, получаем
IV7 ~ — L] (z’i 4* й 4* й й) 4~ ~ ,
где
12 = «2~~ .
Так как точки й и i2 имеют разные знаки, их произведение
ixi' следует считать величиной отрицательной. Из выражения
для энергии магнитного поля W вытекает, что нет такой одной
величины, фигурирующей в этом выражении, по которой одно-
значно можно было бы судить о величине накопленной энергии.
Так как энергия, накопленная в трансформаторе,
(Г = \----dv,
где В и Н — индукция и напряженность магнитного поля, то
о величине энергии можно было бы судить по магнитной индук-
ции в какой-либо точке трансформатора.• Однако такая оценка
может быть достаточно точной, если картина магнитного поля
не зависит от соотношения токов в обмотках трансформатора,
что может быть лишь при высокой степени магнитной связи
обмоток.
Способы накопления энергии и передачи ее в сварочный контур
271
Отсутствие легко измеряемой величины, однозначно связан-
ной с энергией магнитного поля,— один из существенных недо-
статков рассматриваемой системы. Указанный недостаток не
является основным. Наибольшие трудности при разработке
машины с электромагнитными аккумуляторами возникли в связи
с отключающим устройством, которое должно быстро разрывать
цепь первичной обмотки и надежно выдерживать большое число
срабатываний как в единицу времени, так и за время
эксплуатации.
Для улучшения работы устройства применялись специальные
меры: воздушное дутье, шунтирование контакта емкостью и т. д.
Однако надежно работающего устройства в то время сделано не
было, и машины не получили распространения главным образом
по этой причине.
Проблема создания надежного отключающего устройства
была усложнена также неправильным выбором объекта приме-
нения электромагнитных аккумуляторов. Как будет показано
ниже, количество энергии, теряемой в выключающем устройстве,
пропорционально индуктивности вторичного контура LK. Элек-
тромагнитные же аккумуляторы пытались применить для маши-
ны с большими размерами вторичного контура, когда большие
потери энергии в отключающем устройстве неизбежны.
Несмотря на недостатки электромагнитных аккумуляторов,
нельзя все же с уверенностью сказать, что они совершенно
неперспективны. Не исключено, что для электромагнитных ак-
кумуляторов будут найдены рациональные области применения
в контактной сварке и прежде всего для тех случаев, когда LK
невелико. Исходя из этого мы сочли целесообразным ниже рас-
смотреть более подробно процессы, происходящие в машинах
с электромагнитными аккумуляторами.
Отключение первичной обмотки трансформатора возможно и
без механического разрыва цепи. Пример taKoro отключающего
устройства показан на рис. 7.4, в. Емкость С предварительно
заряжается от вспомогательного источника до напряжения, пре-
вышающего напряжение основного выпрямителя. В нужное
время поджигается игнитрон И, и емкость, разряжаясь, гасит
дуги в игнитронах выпрямителя. Чтобы избежать повторного
зажигания игнитронов, их цепи зажигания должны быть отсое-
динены непосредственно перед включением коммутирующего
игнитрона И.
В процессе работы коммутирующая емкость С перезаряжает-
ся и затем отключается от машины в результате погасания
игнитрона. Энергия, накапливаемая в емкости, тем больше, чем
значительней индуктивность вторичного контура.
Одним из существенных недостатков электромагнитных акку-
муляторов является сложность регулирования формы кривой
chipmaker.ru
272
Аккумуляторы энергии
разрядного тока. Если в конденсаторных машинах форму кривой
тока можно регулировать в широких пределах изменением ем-
кости, числа витков первичной обмотки, то в данном случае
изменение формы кривой тока возможно только путем изменения
индуктивности L2„ , что сложно для осуществления и не нашло
применения.
Были попытки, в том числе и в последние годы, использовать
для сварки кинетическую энергию вращающихся масс. В данном
случае электрическая энергия должна быть превращена в меха-
ническую, а затем снова в электрическую. Таким образом, в цепи
преобразований энергии возникает дополнительное звено, что,
естественно, отражается на технико-экономических показателях
такого рода аккумуляторов энергии. Тем не менее использование
энергии вращающихся масс заманчиво. В сравнительно неболь-
ших объемах при приемлемых скоростях вращения можно на-
капливать требуемые для сварки энергии. Для разгона масс мо-
гут быть использованы обычные асинхронные двигатели.
Кинетическая энергия
2 ’
где J —момент инерции;
ю — угловая скорость.
Для асинхронных двигателей, питаемых от промышленных
сетей переменного тока f = 50 гц, наибольшая угловая скорость
<о 314 — .
сек
При указанной угловой скорости для накопления, например,
энергии 10 кдж требуется цилиндр с моментом инерции / =
= 0,2 дж-сек2. Учитывая, что для цилиндра J =mR2, где
т — масса, a R —радиус, можно легко установить, что при R =
= 0,2 м требуемый объем железного цилиндра составляет всего
12,5 Ди3. Для сравнения можно указать, что для накопления
такого же количества энергии конденсаторы на 3000 в должны
иметь общий объем около 400 дм3. При более низких напряжени-
ях объем конденсаторов еще больше. Объем электромагнитного
аккумулятора на ту же энергию почти такой же, как и конден-
саторов.
Для превращения кинетической энергии в электрическую
требуются генераторы. Питание обычных контактных машин
может производиться от синхронных однофазных генераторов.
Для управления машиной можно использовать игнитронные или
тиристорные прерыватели по обычной схеме либо возбуждать
машину только на время сварки. В последнем случае требуется
значительная форсировка возбуждения, так как время сварки
обычно невелико, а постоянная времени цепи возбуждения зна-
Способы накопления энергии и передачи ее в сварочный контур
273
чительна. За время сварки синхронный генератор вместе с дви-
гателем и маховиком (если таковой имеется) теряют скорость
вращения, отдавая накопленную энергию, и снова восполняют
ее во время паузы между сварками. Применение такого рода
систем может оказаться целесообразным в условиях стесненного
энергоснабжения и сравнительно небольшой продолжительности
включения сварочной машины.
Некоторые перспективы имеют электромеханические аккуму-
ляторы энергии с генераторами повышенной частоты. Благодаря
повышению частоты удается создавать машины с малогабарит-
ными встроенными трансформаторами [98]. За границей имеется
удачный опыт конструирования многоэлектродных машин тако-
го типа.
Многоэлектродные машины со встроенными малогабаритны-
ми трансформаторами несравненно совершеннее машин, в
которых мощные трансформаторы используются для питания
больших групп электродов и для подвода тока к электродам
используются длинные и разветвленные вторичные цепи. В дан-
ном случае применение электромагнитного аккумулятора по-
зволяет не только сгладить нагрузку машины на сеть, но if
осуществить более рациональное использование энергии в
машине, добиться повышения качества сварных соединений.
В последние годы в связи с развитием техники физического
эксперимента значительное развитие получили униполярные
генераторы с жидкостными контактами [11]. Имеется опыт
сооружения таких генераторов на сотни тысяч ампер. Пока в
сварочной технике униполярные генераторы не получили приме-
нения. но в дальнейшем вполне вероятно рациональное исполь-
зование их для точечной сварки различных конструкций из
легких сплавов и сталей значительной толщины, для рельефной
сварки. Униполярный генератор, как правило, рассчитывается
на низкое напряжение и поэтому должен встраиваться во вто-
ричную цепь машины вместо сварочного трансформатора. Малое
сопротивление генератора с жидкостными контактами позволит
получить во вторичном контуре машины большие токи. Инерция
якоря генератора, ротора приводного двигателя и маховика
позволяет предельно сгладить повторно-кратковременную на-
грузку машины на сеть.
Использование для контактной сварки электрохимических
аккумуляторов энергии мало вероятно, по крайней мере в бли-
жайшем будущем. Громоздкость и сложность эксплуатации
аккумуляторов этого типа, а также значительное внутреннее со-
противление, ограничивающее возможность использования их в
импульсном режиме, обрекли на неудачу немногочисленные
попытки в этой области. Только в исключительных случаях, где
аккумуляторы являются единственными источниками энергии,
chipmaker.ru
274
Аккумуляторы энергии
применение их для сварки возможно главным образом в сочета-
нии с инверторами (преобразователями постоянного тока в
переменный).
§ 29. ПРОЦЕССЫ ЗАРЯДКИ КОНДЕНСАТОРОВ
И РАЗРЯДКИ ИХ НА СВАРОЧНУЮ НАГРУЗКУ
Зарядка конденсаторов. Энергетические показатели контакт-
ной сварочной машины определяются режимом зарядки конден-
саторов. При недостаточно обоснованном выборе параметров
Рис. 7.6. Простейшая
зарядная цепь
сварочной цепи максимальная мощность
ее во время зарядки может оказаться
соизмеримой с полезной мощностью раз-
ряда либо недостаточной для обеспече-
ния требуемой производительности ма-
шины.
Рассмотрим простейшую схему заряд-
ки конденсатора от источника постоянно-
го напряжения U через сопротивление R
(рис. 7.6). Если при t = 0 напряжение
на конденсаторе ис — 0, то
ис = U \ 1 — е
и ток
где Т = RC — постоянная времени зарядной цепи.
Допустим, что требуется зарядить конденсатор до напряже-
ния Uc за время t3. Это будет возможно, если параметры заряд-
ной цепи будут подобраны так, чтобы удовлетворялось ра-
венство
Дс = Д (1 — е Ч,
где /э = —.
Для расчета зарядного устройства рассматриваемого типа
необходимо знать средний квадратичный за время цикла t4 ток:
расчетную мощность Р = UI, максимальное значение зарядного
тока /тах и соответствующую этому току максимальную мощ-
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 275
ность Ртах, среднюю мощность, рассеиваемую сопротивлением
Рк, и коэффициент полезного действия зарядной цепи ц.
Приняв в качестве базисных средние значения тока зарядки
, сис „ си-. 1
>ср =----и полезной мощности Рср = -------- —, можно выра-
G 2 t3
зить все перечисленные выше величины в относительных еди-
ницах ПО]:
Р
1 max
ПР;
где ПР — относительная продолжительность работы —.
0;
Все эти величины являются функциями относительного вре-
мени зарядки t*3 и продолжительности работы зарядного уст-
ройства. Характерно, что мощности Р и Рщах имеют минималь-
ные значения (рис. 7.7). Если зарядка конденсаторов произво-
дится, например, от генератора постоянного тока, наиболее
выгодным является режим, соответствующий минимуму мощно-
сти зарядного устройства. Относительное время зарядки должно
быть принято равным 2—2,3. При зарядке конденсаторов от
многофазного выпрямителя через балластное сопротивление
более целесообразным следует считать относительное время
/* = 1,5 л-2. При этом мощность трансформатора, определяе-
мая величиной Р*, близка к минимуму, но, главное, значительно
chipmaker.ru
'276
Аккумуляторы энергии
меньше / по которому должны выбираться вентили, и не-
велико напряжение V.
Как будет показано ниже, конденсаторные машины рабо-
тают в режиме периодического разряда, причем используется
только один первый по-
лупериод переходного
процесса. К концу этого
первого полупсриода
(рис. 7.8) напряжение на
конденсаторах изменяет
знак. Поэтому батарею
конденсаторов приходит-
Рис. 7.8. Ток и напряже-
ние при разрядке кон-
денсатора через вентиль
Рис. 7.9. Зависимости максималь-
ной мощности, максимального то-
ка и к. п. д. от у
Рис. 7.7. Зависимость на-
пряжения, к. п. д., мощ-
ности, тока и других ве-
личин от относительного
времени зарядки
ся заряжать не от нулевого напряжения, а от какого-то отрица-
тельного Ис„ , величина которого зависит от постоянной време-
ни цепи разряда.
Перезарядка емкости сопряжена с излишними потерями энер-
гии, ухудшением основных энергетических показателей зарядно-
го устройства. Сказанное иллюстрируется зависимостями, пока-
занными на рис. 7.9. Эти зависимости получены для простейше-
го зарядного устройства (см. рис. 7.6) при R = const и вычисле-
ны по формулам:
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 277
—Л
1 - - е 3
1 + Т 1 - е ‘3
1] =-----!—1 . -----------
2
1 — уе 3
Зарядка конденсаторов с отрицательного напряжения (у < 0)
ухудшает все основные показатели машины. Наоборот, зарядка
с положительного напряжения (у > 0) улучшает их. Поэтому
Рис. 7.10. Схема однофазных
зарядных устройств
Рис. 7.11. Схемы трехфазных заряд-
ных устройств
целесообразно там, где это возможно, применять описанную
ниже схему разряда с шунтирующим вентилем, препятствующим
перезарядке конденсаторов, либо периодически изменять поляр-
ность зарядки конденсаторов. Последний путь, хотя и сложен в
отношении исполнения (требуется дополнительная аппаратура
в зарядной и разрядной цепях), имеет .значительные энергетиче-
ские преимущества.
Недостаток схемы на рис. 7.6 и ей подобных, содержащих
ограничивающее сопротивление /?, состоит в том, что коэффици-
ент полезного действия зарядки низок. Значительно более
высокий к. и. д. может быть получен при использовании заряд-
ных устройств с выпрямителями, содержащими на стороне
переменного тока реактивные сопротивления, индуктивные или
емкостные (рис. 7.10 и 7.11). В однофазных схемах в пепь
выпрямленного тока целесообразно вводить сглаживающую
chipmaker.ru
278
Аккумуляторы энергии
индуктивность, заметно повышающую основные характеристики
зарядного устройства.
Анализ процессов, протекающих в зарядных устройствах
с индуктивными сопротивлениями в цепи переменного тока [10],
показывает, что так же, как и для простейшей цепи (см.
рис. 7.6), заданным Uc, С и соответствуют такие сочетания
значений напряжения холостого хода источника питания и
ограничивающих ток сопротивлений, при которых значения
мощностей Р и Ртах приобретают минимальное значение. Эту
особенность следует учитывать при проектировании зарядных
устройств.
Для зарядки конденсаторов батарей, рассчитанных на на-
копление больших энергий, находят применение индуктивно-
Рис. 7.12. Схема зарядного устрой-
ства с индуктивно-емкостным пре-
образователем
Рис. 7.13. Схема зарядно-
го устройства с управля-
емыми вентилями
емкостные преобразователи, обеспечивающие зарядку при
неизменном токе [77]. Простейшее зарядное устройство такого
типа показано на рис. 7.12. Сопротивления Хс и XL должны быть
равны по абсолютной величине.
В последнее время для зарядки конденсаторов находят при-
менение устройства с управляемыми вентилями: тиратронами,
игнитронами или тиристорами (рис. 7.13). Фаза включения вен-
тиля во время зарядки конденсатора непрерывно изменяется так,
что зарядный ток остается приблизительно на одном уровне.
Операция отключения конденсаторов при зарядке их до
требуемого уровня не вызывает никаких затруднений, если время
зарядки во много раз больше периода переменного тока. Чув-
ствительный элемент подает сигнал на исполнительную аппара-
туру, когда напряжение на конденсаторах достигает заданного
значения. Отключение же конденсаторов от выпрямителя
производится путем разрыва цепи контактором либо подачи
отрицательного запирающего потенциала на сетки тиратронов
выпрямителя. Если же выпрямитель собран на игнитронах, для
отключения конденсаторов достаточно прекратить подачу поджи-
гающих импульсов. В связи с тем, что газоразрядные приборы
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 279
после зажигания теряют управляемость, между подачей сиг-
нала на отключение конденсаторов и окончанием их зарядки
проходит некоторое время, которое может изменяться в пределах
интервала между очередными коммутациями. Например, при
использовании для зарядки батареи конденсаторов устройства,
собранного по схеме на рис. 7.11, время окончания зарядки бу-
1 2
дет отличаться почти на------ л в зависимости от того, в какой
со 3
момент будет получен сигнал на отключение. Если время заряд-
ки велико и несравнимо больше указанной величины, разброс
в значениях напряжения должен быть небольшим, во всяком
случае меньше величины
2
3 л
ш/3
Отключение конденсаторов от зарядного устройства не всег-
да обязательно, так как в подавляющем большинстве случаев
разрядку конденсаторов можно производить, не разрывая цепь
зарядки. Но отключение становится необходимым, когда для
зарядки конденсаторной батареи большой емкости с целью
снижения мощности используется не только время непосред-
ственно перед сваркой, но и большая часть паузы между
очередными сварками. Продолжительность паузы строго опреде-
лится лишь при автоматической работе машины. Универсальные
же машины часто используются для работы в полуавтоматиче-
ском режиме, когда время паузы колеблется в значительных
пределах и определяется всякий раз самим сварщиком. Для та-
кого режима работы машины с конденсаторной батареей боль-
шой мощности целесообразно зарядное устройство, обеспечиваю-
щее отключение конденсаторов при данном уровне напряжения.
Это устройство позволяет использовать паузу для зарядки кон-
денсаторов при полуавтоматическом режиме работы машины.
Наконец, отключение необходимо тогда, когда максимальная
МОЩНОСТЬ зарядного устройства Ртах одного порядка с мощно-
стью машины при разряде конденсаторов. Это может быть при
шовной сварке, когда время, отводимое на зарядку, невелико.
Кроме того, колебания напряжения сети должны отражаться на
количестве точек, свариваемых в единицу времени. Чем выше
напряжение, тем быстрее зарядится батарея до заданного на-
пряжения, тем, следовательно, больше точек будет сварено за
одну секунду. При понижении напряжения, наоборот, количество
свариваемых точек сократится. При постоянной скорости вра-
щения роликов колебания напряжения должны вызвать соответ-
ствующие колебания шага между точками, что нежелательно,
так как могут появиться дефекты сварного соединения, нару-
chipmaker.ru
280
Аккумуляторы энергии
шиться герметичность шва. Лучшим следует считать вариант,
обеспечивающий возможность сварки строго заданного количе-
ства точек в единицу времени, вне зависимости от колебаний
напряжения сети. Это возможно, если время зарядки будет
заведомо меньше времени паузы между очередными сварками.
По достижении заданного уровня зарядки батарея конденса-
торов должна быть отключена и затем в нужное время разряже-
на на сварочную машину. Так как время зарядки невелики,
отключение батареи конденсаторов подачей отрицательного за-
пирающего потенциала на сетки тиратронов оказывается непри-
емлемым из-за недопустимо больших колебаний напряжения
Рис. 7.14. Схема отключаю-
щего устройства
Рис. 7.15. Упрощенные схемы заме-
щения
зарядки. Поэтому необходимы специальные устройства, которые
могли бы обеспечить отсоединение батареи конденсаторов за
минимальное время. На рис. 7.14 показано одно из таких уст-
ройств [46]. Батарея конденсаторов С заряжается от трехфазно-
го выпрямителя с падающей внешней характеристикой. По
достижении на конденсаторах заданного напряжения отпирается
тиратрон Т1, вызывая в первый момент времени короткое замы-
кание выпрямителя В. Потенциал катода вспомогательного игни-
трона И становится выше потенциала его анода и игнитрон
запирается. Емкость С1 выбирается минимальной, но достаточ-
ной для надежного отключения игнитрона И. Емкость С1 разря-
жается затем вспомогательным тиратроном Т2.
Если пренебречь индуктивностью конденсаторов основной
батареи и присоединительных проводов, то можно считать, что
зарядка батареи прекращается сразу же после включения тира-
трона Т1. Рассмотрим процессы, происходящие при использова-
нии зарядного устройства, собранного по схеме 7.14. Для корот-
кого интервала времени справедливы упрощенные схемы заме-
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 281
щения, показанные на рис. 7.15. Процессы в цепи, состоящей из
L и С, описываются уравнением
U = L — — \iclt.
dt Ct J
В первый момент времени ток, протекающий
должен быть равен току зарядки (/)# = о = 70-
напряжение полностью уравновеши-
вается э. д. с. самоиндукции, т. е.
of—= 77.
\ dt Jt=o
Учитывая эти начальные усло-
вия, получаем выражение для тока;
i = —sin Н/ -4- cos И/,
QI.
через емкость.
Линейное же
Рис. 7.16. Схема отключаю-
щего устройства
где
s= -J=.
Vlc
Напряжение на емкости С]
Uc. = U (1 — cos НО + sin Qt-
Это напряжение, как нетрудно
наибольшего значения при НО = arctg(—а), где
показать, достигает своего
а
Амплитуда напряжения
max
и
Высокое напряжение Uc, max — главный недостаток рассмот-
ренной схемы. Величина Нс, max предопределяет выбор вентилей
зарядного выпрямителя по обратному напряжению, заведомо
с большим запасом. Отключение емкости от выпрямителя может
быть произведено и с помощью устройства, схема которого пока-
зана на рис. 7.16. Вспомогательная емкость С1 предварительно
заряжается до напряжения L'c^. Затем, когда напряжение на
батарее конденсаторов С достигает заданного значения
открывается тиратрон Т1. Потенциал катода игнитрона стано-
вится выше потенциала анода. Игнитрон запирается, и зарядный
ток, минуя игнитрон, проходит по вспомогательной цепи. Ем-
кость С1 перезаряжается, ток спадает до нуля, тиратрон Т1
погасает.
chipmaker.ru
282
Аккумуляторы энергии
Если Cl <g; С, то дополнительная подразрядка основной кон-
денсаторной батареи за время коммутации должна быть незначи-
тельной. Расчеты показывают, что максимальное напряжение на
емкости
Р ma* ~ AL' -ф ( \С' -ф С'с.о) У 1 + О.2,
где AU = U — ис — разница между напряжением холостого хо-
да выпрямителя и напряжением на емкости
С в момент перед коммутацией,
/„ L
а А^+РС1о С\ ’
Рассмотренные устройства практически равноценны. Пред-
почтение следует, видимо, отдать первой схеме, не требующей
дополнительного источника питания
для зарядки вспомогательной емко-
сти С1.
Разрядка конденсаторов. Рассмот-
рим процесс разрядки конденсаторов
на сварочную машину с понижающим
трансформатором (рис. 7.17). Будем
считать, что параметры сварочного
трансформатора, в том числе индук-
Рис. 7.17. Схема разряд-
ки конденсатора
тивности и взаимоиндуктивность — величины постоянные, не за-
висящие от намагничивающих сил и скорости их изменения. Под
•сопротивлениями /?1, /ф и индуктивностями Li и С2 будем пони-
мать полные сопротивления и индуктивности соответственно пер-
вичных и вторичных цепей. Процесс разрядки конденсатора опи-
сывается в данном случае уравнениями:
— i±dt -ф +М-^ + RR, = 0;
С J 1 1 dt dt 1
L„ ф М + i,Ro = 0.
' dt dt
Решение уравнений связано с определением корней характе-
ристического уравнения третьей степени:
р3 -ф ахр- + а2р 4- а3 = 0,
в котором
-f- /фЬо
а, = ——-----—
1 фб, — М-
°2 “ LtL„ — Л-13 ’
R
а3 =--------------.
С (LrL„ — Л13)
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 283
Решение уравнения третьего порядка сопряжено со значи-
тельной вычислительной работой. И. В. Пентегову удалось
значительно сократить вычисления [103]. Действительные корни
уравнения определяются графически построением кривой
(рис. 7.18), представляющей собой функцию
лМ /
л-
По оси ординат откладывается отрезок Л/ = , а по оси
of
абсцисс — отрезок Т = Концы отрезков соединяются
а3
Рис. 7.18. График для нахождения действительных
корней характеристического уравнения третьей
степени
прямой. Абсциссы точки пересечения прямой с кривой f(x)
позволяют вычислить действительные корни уравнения по фор-
муле
Од
Рк =------- хк-
а2.
В конденсаторных машинах обычно наблюдается колеба-
тельный разряд и характеристическое уравнение имеет один дей-
ствительный корень (одна точка пересечения прямой с кривой
/(л')). Введем обозначение первого корня уравнения:
/?1 = — к.
Два других корня должны быть комплексными и сопря-
женными:
/?2 = — б /со; р3 = — б — /со.
Для действительной и мнимой частей получаются следующие
выражения:
б = -!---- II СО = 1 —----б2.
2 Г а
chipmaker, ru
284
Аккумуляторы энергии
Опуская математические преобразования, приведем решения
основных дифференциальных уравнений с учетом начальных
условии:
' . = _________________________
11 k^L20L£s [со2 + (6 -- я)2]
(/?2 — (е at — а 5( cos со/)
о,2£2 + (б-а) (&L2-R2) sj
СО
ис________
kTL2s [со2 + (д — я)2]
—ai —Ы ~ ,
ае — ае cos оя —
со3 Ц- д (д — Ct) —Sf . ]
-------_z_—1-------l e sln 0)/ ,
co-----------------J
где kT =
— коэффициент трансформации;
7.2о и L2s — составляющие общей индуктивности вторич-
ной цепи машины L2, причем L2 — L2o + Li*.
Индуктивность L2s включает
в себя индуктивность рассеяния
вторичной обмотки трансформа-
тора и индуктивность вторичного
контура сварочной машины. Ин-
, 1 J4
дуктивность О-ээ = — М.
Рис. 7.19. Осциллограмма
первичного i’i и вторич-
ного i 2 токов, а также
намагничивающей со-
ставляющей токов
выполненные в одном
масштабе
Рис. 7.20. Схема разрядки конден-
сатора через однополупериодный
игнитронный контактор
Формы кривых токов характерны для затухающего колеба-
тельного разряда. На рис. 7.19 показаны осциллограммы токов,
снятые на установке с однополупериодным игнитронным кон-
тактором (рис. 7.20). Колебательный разряд после первого
полупериода становится апериодическим, так как первичная
цепь оказывается разъединенной игнитроном. В пределах же
первого полупериода процесс описывается приведенными выше
уравнениями, если, разумеется, систему ’ можно рассматривать
как линейную. Следует обратить внимание на то, что длитель-
ность первого полупериода для первичного тока несколько
больше, чем для вторичного. Амплитуда приведенного значения
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 285
вторичного тока i'2 всегда меньше амплитуды первичного тока.
Указанные особенности тем заметнее, чем больше намагничи-
вающая составляющая первичного тока:
1ц = Л + й.
Следовательно, для повышения эффективности использова-
ния энергии, накопленной в конденсаторах, необходимо стре-
миться к снижению намагничивающей составляющей первичного
тока. Способы снижения i,,. описаны ниже, где рассмотрены
особенности трансформаторов для конденсаторных машин. Под
эффективностью использования энергии конденсаторов мы по-
нимаем прежде всего мощность, развиваемую в сварочном
контакте, а не к. п. д. разряда. К. п. д. разряда может быть
Рис. 7.21. Схема замещения (а), не учитывающая на-
магничивающей составляющей и упрощенная
схема (б)
большим, а время выделения энергии в контакте растянутым
из-за промежуточного преобразования части электрической
энергии конденсатора в энергию магнитного поля трансформа-
тора, пропорциональную и последующее преобразование ее
в тепловую (вторая апериодическая стадия разряда, см.
рис. 7.19).
Если принять меры для снижения намагничивающей состав-
ляющей первичного тока, то анализ переходного процесса суще-
ственно упростится, так как трансформатор в схеме замещения
разрядной цепи можно будет рассматривать как последователь-
ное соединение индуктивности LT и сопротивления RT короткого
замыкания трансформатора.
Наиболее наглядные результаты получаются, если все пара-
метры схемы замещения приведены ко вторичной цепи машины
(рис. 7.21). Индуктивность и сопротивление вторичного контура
машины, включая сопротивление сварочного контакта, обозна-
чены соответственно Z.2 и R%. Процесс разряда конденсатора
описывается уравнением
—-— f i2dt + L-^ + LR = 0.
k‘c J dt
chipmaker.ru
286
Аккумуляторы энергии
Решение этого уравнения при начальных условиях wc(0) =L’C,
i(0) =0и комплексных сопряженных корнях характеристиче-
ского уравнения (колебательный разряд):
,, „—ы
Су qC
z, = -г—тг- sin 0)7;
kTu> L
R .
2L ’
О)' = I / —---------b2.
I LCk2
Ток достигает максимального значения
Рис. 7.22. Напряжение на конденсаторе и ток в разрядной цепи:
а — колебательный разряд; б — апериодический разряд
Апериодический разряд конденсаторов имеет место при Ь2 >
----5-. В этом случае
CLk2 }
2 = —------------(/*' - ePa();
«Л(р,-₽2)
Р1 = — Ь
Ь2 —
LCk2
LCkj-
Ток достигает своего максимального значения
А ГК
при t = /,
UC /' Р-2 \ ---------
--- ------ Pi—Рг
kTPtL\ pj /
--------1п-^- (рис. 7.22, б).
Pi — Рг Pi
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 28/
В конденсаторных машинах чаще всего наблюдается колеба-
тельный разряд, который мы рассмотрим несколько подробнее.
Сопротивление /?т и индуктивность LT, приведенные ко вторичной
цепи, слабо зависят от коэффициента трансформации. Сопро-
тивление /?2 и индуктивность Л2 зависят от размеров вторичного
контура машины, размеров сварного соединения и свойств
материала, из которого изготовляется изделие. Поэтому для
определенных условий сварки затухание процесса разряда,
определяемое коэффициентом Ь, можно считать, постоянным.
Однако это не значит, что скорость выделения энергии в
сварочном контакте нельзя регулировать. Вычисление энергии
= J i2 Rdt, превращающейся в тепло, приводит к выра-
о
жению
iv/* , —е 1 — е/, cosvG . .
= 1 — е-------е (1----------+ sin>6);
CU^ v \ v /
v = — ; 0 = 2Ы.
Ь
На рис. 7.23 приведены зависимости = f(6) для различ-
ных значений м, из которых видно, что с увеличением частоты
разряда время превращения энер-
гии сокращается, но не беспредель-
но. При v > 2 это время близко к
минимальному и составляет в отно-
сительных единицах 0 т 2; при ма-
лых значениях v оно не выходит за
пределы пяти. Таким образом, при
колебательном разряде возможно
регулирование времени превраще-
ния энергии в небольших пределах
путем изменения коэффициента
трансформации. Ограниченность
пределов регулирования —• один из
основных технологических недостат-
ков простейшей конденсаторной ма-
шины с механическим коммутирую-
щим устройством либо с любым
двухполупериодным контактором —
игнитронным или тиристорным.
Активное сопротивление сварочной машины
Рис. 7.23. Зависимости
W'* =f(0)
зависит от ча-
стоты. Повышение частоты сопровождается нежелательным
снижением к. п. д. Поэтому, выбирая параметры сварочного
трансформатора, величину v следует принимать минимальной
Аккумуляторы энергии
chipmaker.ru
288
Повышение v свыше 2 не дает существенного эффекта. Следо-
вательно, исходя из приведенных соображений со' 2Ь. При
заданной конструкции машины частоту о/ можно изменять за
счет величины приведенной емкости k^C. Регулирование абсо-
лютных значений тока без изменения его формы достигается
изменением напряжения зарядки конденсаторов.
В машинах с шунтирующим вентилем (рис. 7.24) колебатель-
ный процесс разрядки емкости сменяется апериодическим в
момент / = f (рис. 7.24,6), когда напряжение на конденсаторе
изменяет свой знак. Схема с шунтирующим вентилем имеет
Рис. 7.24. Схема разрядной цепи с шунтирующим сварочный
трансформатор вентилем (а) и зависимости МО, 12(0 (6)
некоторое преимущество перед другими-схемами. Первое преиму-
щество состоит в том, что емкость после сварки не перезаря-
жается, как, например, в схеме с однополупериодным контакто-
ром (рис. 7.22, а). Следовательно, энергетические показатели
машины такого типа выше. Второе преимущество состоит в том,
что схема с шунтирующим вентилем позволяет получить несколь-
ко меньшее время нагрева свариваемых деталей, если v > 2
(рис. 7.23).
Изменением со' можно воздействовать только на передний
фронт разрядного тока. Несмотря на это, пределы регулирования
времени преобразования энергии за счет частоты о/ шире, чем
в схеме с механическим контактором. В машинах с однополупе-
риодным ионным контактором время сварки, равное половине
периода колебаний — -* зависит от ы и может регулироваться
со'
в широких пределах путем изменения С и kT. Так как в данном
случае процесс разрядки конденсатора прерывается при напря-
жении ис, отличном от нуля, только часть энергии, накапливае-
мой в конденсаторах, используется по назначению. В относи-
тельных единицах эта энергия
w'ncM3H = i-Г^".
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 289
При относительно малых значениях —-Ь большая часть
со'
энергии остается не использованной. В этом состоит недостаток
схемы с однополупериодным контактором.
Приведенные выше выражения для тока разрядки, получен-
ные для упрощенной схемы замещения (см. рис. 7.21), пригодны
и для бестрансформаторной сварки. Пользуясь ими, следует
принимать kT = 1, a RT и LT — равными нулю.
Во избежание выплесков расплавленного металла из зоны
сварки часто стремятся сгладить передний фронт тока либо
предварительно подогреть металл импульсом малой мощности.
Рис. 7.25. Схемы, обеспечивающие возможность регулирования
формы кривой разрядного тока
а затем уже произвести сварку. Благодаря предварительному
подогреву снижаются переходные контактные сопротивления,
уменьшается вероятность местного перегрева металла, приводя-
щего к выплескам.
Для уменьшения крутизны переднего фронта импульса тока
следует увеличивать приведенную емкость Ck?. Однако такая
мера не всегда оказывается эффективной.
Требуемую по технологическим соображениям форму кривой
тока в сварочной цепи можно получить различными способами.
Наиболее простой способ сводится к включению в разрядную
цепь дополнительной реактивной катушки с железным сердечни-
ком, имеющим небольшой воздушный зазор (рис. 7.25, fl). Вна-
чале, пока сердечник реактивной катушки не насыщен, скорость
нарастания тока невелика. После насыщения сердечника влия-
ние реактивной катушки на переходный процесс становится
небольшим.
Разнообразные кривые токов можно получить цепочечным
включением ряда емкостей и индуктивностей (рис. 7.25,6). При
chipmaker.ru
290
Аккумуляторы энергии
определенных условиях форма разрядного тока становится
близкой к прямоугольной.
Предварительный подогрев зоны сварки может быть осуще-
ствлен зарядным током (рис. 7.26, а) с помощью дополнительной
Рис. 7.26. Схемы, обеспечивающие предварительный подогрев зоны
сварки
(рис. 7.26,6), кратковременным вклю-
в цепь переменного тока на
один
конденсаторной батареи
чением трансформатора
Рис. 7.27. Схема замещения резонанс-
но-импульсной машины
(рис. 7.26, в) или несколько
полупериодов. Конденсатор-
ные машины с устройства-
ми для регулирования фор-
мы переднего фронта раз-
рядного тока или для обес-
печения предварительного
подогрева пока еще не по-
лучили заметного распро-
странения.
Совмещение цикла зарядки и разрядки (резонансно-импульс-
ные машины). Принцип действия машины этого типа описан
в предыдущем параграфе (см. рис. 7.3). Для анализа процессов.
происходящих в машине, используем упрощенную схему
замещения (рис. 7.27), подобную рассмотренной выше (см.
Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную нагрузку 291
рис. 7.21). Применение маши-
ны целесообразно, когда про-
должительность сварочного
импульса значительно меньше
полупериода переменного то-
ка. Несмотря на то что кривая
тока имеет длительные разры-
вы (см. рис. 7.3), процесс мож-
но рассматривать как непре-
рывный [102]. Для этого следу-
ет исключить из рассмотрения
паузы (рис. 7.28). Величину
сварочного тока определяет в
основном первая гармоника
напряжения и, изменяющаяся
с частотой, равной собственной
частоте цепи с/. Легко пока-
зать, что амплитуда этой гар-
моники
Рис. 7.28. Кривые токов и напряжений
(паузы между импульсами тока услов-
но опущены)
где Um — амплитуда напряжения сети;
о — угловая частота сети;
ф — фаза поджигания игнитронов.
Следовательно, действующее значение тока
_L_ J —____________________
У 2 т2 ’
,r 1 , 1 / 1 12
xL = co L; Хс =------; ® = 1/ --------Ь.
a'Ckf V LCh^-
Напряжение емкости
U с ~ kr! 2х с
Напряжение на первичной обмотке сварочного трансфор-
матора _______
UT щ kTI2 р4/?2 4- х[.
Время протекания сварочного импульса равно длительности
полупериода колебательного процесса:
chipmaker.ru
292
Аккумуляторы энергии
§ 30. ПРОЦЕССЫ В ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ АККУМУЛЯТОРЕ
Электромагнитный аккумулятор отличается от обыкновенно-
го трансформатора для контактной сварки наличием воздушных
зазоров в магнитной системе. Бели бы не было воздушных
зазоров, аккумулятор обладал бы очень малой энергоемкостью.
Так, по данным А. А. Батоврина, для накопления 20 кдж потре-
бовался бы сердечник из электротехнической стали весом свыше
50 т. Совершенно очевидно, что электромагнитные аккумуляторы
со столь низкой удельной энергоемко-
стью не имеют практического смысла.
Найдем условие, при котором элек-
тромагнитный аккумулятор, имею-
щий воздушные зазоры в сердечнике,
обладает наибольшей энергоемкостью.
С этой целью рассмотрим аккумуля-
тор, схематически показанный на
рис. 7.29. Допустим, что количество
воздушных зазоров настолько велико,
что индукция в зазорах и в сердечни-
ке. 7.29. Трансформатор- Ке всюду равномерна.
аккумулятор Будем исходить из следующего:
а) намагничивающая сила обмоток
F = iiWi + i2w2 задана; б) известны размеры магнитной систе-
мы; в) требуется найти суммарную величину воздушных зазо-
ров или индукцию в сердечнике, отвечающую условию опти-
мального использования материалов. Пренебрегая энергией по-
лей рассеяния, запишем выражение для накопленной энергии:
в
fR2
HCTdB + Ve—, (А)
2Ho
о
где Бст и Бс — объемы стали и воздушных зазоров;
Ист — напряженность магнитного поля в стали;
В — магнитная индукция;
ро — магнитная проницаемость воздуха.
Так как
Б6 = Бет-^-,
СТ
ТО
Уввг
2Ц0
ВУСт / F
2 I 1ст
(В)
Процессы в электромагнитном аккумуляторе
293
где 6 — суммарный воздушный зазор;
/Ст — длина магнитной линии в стали.
Обычно <5 1СГ- Поэтому 1СТ можно с достаточной точностью
принять равным средней длине магнитной линии
Нет
Г f dB гт , В ( F „ X
J dH т 2^ 1ст СТ -
О
напряженность поля в стали Нст, при которой
W
Определим
удельная энергия ---- достигает максимума. Для этого найдем
Vст
Рис 7.30. Графическое определение напряженности поля, со-
ответствующее максимуму энергии магнитного поля:
1 — высококремнистая трансформаторная сталь горячей прокатки;
2 — то же, холодной прокатки
производную от правой части выражения для удельной энергии
по Нст и приравняем ее нулю. В результате получаем следующее
уравнение:
dB В
Это уравнение при наличии кривой намагничивания стали
В = f(HCT) решается графически (рис. 7.30). По оси абсцисс
J? V
откладывается значение -------. Затем из полученной точки
1ср
проводится касательная к кривой намагничивания B = f(HCT).
Точка касания определяет индукцию и напряженность Нст, соот-
ветствующие максимуму. Заметим, что аналогичное решение
получается при выборе паивыгодпейшего зазора в магнитной
chipmaker.ru
294
Аккумуляторы энергии
системе электромагнитного механизма [28]. Оптимальные
величины напряженности магнитного поля в стали соответствуют
колену кривой намагничивания. Для обычных электротехниче-
ских сталей колено на кривой намагничивания выражается очень
резко. Поэтому индукция, при которой достигается накопление
максимальной энергии, изменяется в небольших пределах.
По полученной величине оптимальной индукции Во и напря-
женности поля в стали Нст определяется общий воздушный
зазор 6. Действительно,
П0 — Ро g
откуда
F
0 _ ‘ср______________
, — 110 п
‘-ср ^0
Несмотря на то что воздушный зазор, определенный по при-
веденной формуле, весьма невелик, накопленная в нем энергия
We во много раз больше энергии магнитного поля в стали WCT.
Для соотношения этих энергий легко получить выражение
На рис. 7.30 показаны кривые намагничивания для двух
Р
сортов стали. При ---- = 300 соотношение энергий для стали 1
Ср
составляет 33, а для стали 2—100. Следовательно, практически
вся энергия накапливается в воздушных зазорах. Свойства
стали оказывают большое влияние на максимальную энергию.
Так, для рассматриваемых примеров при одних и тех же объемах
сердечников и равных намагничивающих силах F аккумулятор
из холоднокатаной стали позволяет накопить в 1,3 раза больше
энергии, чем сердечник из горячекатаной стали.
Электромагнитные аккумуляторы энергии не нашли приме-
нения из-за ненадежности отключающих первичную обмотку
механических устройств, работающих в тяжелом режиме. Ока-
зался низким и к. п. д. аккумуляторов, который также в значи-
тельной мере определяется явлениями, происходящими при
отключении первичной обмотки от источника питания.
Анализ процесса отключения сопряжен с рядом трудностей.
В общем случае электромагнитный аккумулятор следует рас-
сматривать как аппарат с существенно нелинейными характери-
Процессы в электромагнитном аккумуляторе
295
Рис. 7.31. Схема замещения
электромагнитного аккуму-
лятора
стиками, описываемыми дифференциальным уравнением по
крайней мере третьего порядка; следует учесть дугу между
контактами, если отключение производится механическим путем,
наконец, существенно влияние поверхностного эффекта и эффек-
та близости на сопротивление и индуктивность вторичной цепи.
Если учесть все перечисленные об-
стоятельства, то анализ процесса раз-
рядки чрезмерно усложняется. Чтобы
получить практически полезные выво-
ды, по возможности упростим задачу
введением допущений и ограничимся
рассмотрением идеализированного
случая — мгновенного отключения
первичной обмотки от источника
питания.
Для вторичной цепи электромагнитного аккумулятора
(рис. 7.31) справедливо уравнение
+ ivR = о,
dt ‘
где Чг2 — число потокосцеплений всей вторичной цепи сварочной
машины с электромагнитным аккумулятором.
Решив уравнение относительно Ws, получим
1о
^2m = — J /2Д2Л + Ч'зо.
О
В последнем выражении t0 — время отключения первичной
цепи, Д'гпг — число потокосцеплений, соответствующих t = t0,
и ЧДо — число потокосцеплений вторичной цепи перед моментом
начала отключения первичной цепи (t = 0).
Поскольку i2 и Дг — величины конечные, то при to-+O
f;
i2R2dt — 0.
b
Следовательно, ЧД™ — г1г2о, т. е. число потокосцеплений, или
полный магнитный поток вторичной цепи, при мгновенном от-
ключении первичной обмотки не изменяется. Из этого условия
легко определить максимальное значение вторичного тока
(рис. 7.32).
Аккумулятор с линейной характеристикой намагничивания.
Число потокосцеплений
'Его — Л4/10 + L2I20»
chipmaker.ru
296
Аккумуляторы энергии
где /ю и /20 — токи в первичной и вторичной обмотках перед
моментом отключения. Непосредственно после отключения
^2т = ^-2^2т •
Приравнивая правые части двух последних выражений,
получим
1 — М 1 4-1
1 2in — ~ ЧО Т 1 20 •
Следует иметь в виду, что Ло и /2о имеют разные знаки. Чем
больше /2о, тем меньше hm-
В большинстве случаев индуктивность выпрямителя и прово-
дов, соединяющих выпрямитель с аккумулятором, незначитель-
Рис. 7.32. Зависимости и (/)
и /2 (0
на. В самом аккумуляторе обмот-
ки располагаются так, чтобы рас-
сеяние было минимальным. По-
этому в первом приближении
можно считать, что
где LK — индуктивность вторично-
- го контура машины.
Учитывая сказанное, выра-
жение для максимального значе-
ния сварочного тока можно переписать в следующем виде:
/2т^(1-о)^-/10 + /20>
где
___________________________
Если перед разрядкой накопленная в аккумуляторе энергия
1 /2 1 l"
W0 = -^ + -^ + Mli0Iw,
то после отключения первичной обмотки
Потери энергии
КУ т
ДГ = — wm = о
2
Процессы в электромагнитном аккумуляторе
297
Из полученных выражений для максимального значения
вторичного тока и потерь энергии видно, что отдача аккумуля-
тора зависит от коэффициента о, представляющего собой отно-
шение индуктивности вторичного контура машины LK к полной
индуктивности вторичной цепи £2- Чем больше этот коэффици-
ент, тем значительней потери энергии, тем меньше максимальное
значение сварочного тока. Следовательно, электромагнитные'
аккумуляторы целесообразно при-
менять для машин с малыми вто-
ричными контурами.
На накоплении энергии в ак-
кумуляторе может существенно
отразиться размагничивающее
действие вторичной цепи маши-
ны. При неправильном выборе
соотношений между параметра-
ми аккумулятора и временем за-
рядки ток Ло может существенно
Рис. 7.33. Графическое опреде-
ление максимального значения
намагничивающей силы вторич-
ной обмотки при мгновенном
отключении первичной цепи
снизить ток разрядки аккуму-
лятора.
Аккумулятор с нелинейной ха-
рактеристикой намагничивания.
В данном случае максимальное
значение разрядного тока может
быть найдено из того же условия постоянства числа потокосцеп-
лений вторичной цепи машины. Допустим, что нам известна ха-
рактеристика намагничивания сердечника в виде зависимости
числа потокосцеплений вторичной обмотки от намагничивающей
силы Д' = /(F) (рис. 7.33).
В конце зарядки число потокосцеплений вторичной цепи
машины
^20 = + £Д20,
где До — число потокосцеплений вторичной обмотки аккуму-
лятора.
После мгновенного отключения первичной обмотки
Y2n = ¥m + £A„.
f
Учитывая, что Д2т = Д20, а также Дт = , последнее
выражение для числа потокосцеплений можно переписать сле-
дующим образом:
цг — цг I т
т 20 х tn ।
Неизвестные величины Дт и Fm однозначно связаны кривой
намагничивания. Следовательно, для определения Дт и Fm мы
chipmaker, ru
'298
Аккумуляторы энергии
p
имеем два уравнения: V = /(F) и Ф20 = + Ек -—, которые
w2
можно решить графически (см. рис. 7.33). Точка пересечения
кривой с прямой дает искомые значения для числа потокосцеп-
лении и максимума тока, соответствующие идеальному слу-
чаю — мгновенному отключению первичной обмотки от источника
питания.
Неправильный выбор рабочей точки, соответствующей Fo на
кривой намагничивания, может повлечь за собой весьма значи-
тельное увеличение намагничивающей силы, необходимой для
получения заданного сварочного тока. Насыщение магнитной
•системы трансформатора-аккумулятора приводит к увеличению
коэффициента о при намагничиваю-
щих силах, близких к Fo, и, как
следствие, ведет к повышению по-
терь энергии в отключающем уст-
ройстве. Поэтому, стремясь к уве-
личению отдачи аккумулятора,
следует избегать заметного насыще-
ния магнитной системы.
Помимо простейшего аккумуля-
тора, представляющего собой транс-
форматор с воздушными зазорами в
попытки применить аккумуляторы,
устройство для накопления энергии в
виде реактивной катушки, включенной параллельно первичной
обмотке трансформатора-аккумулятора (рис. 7.34). Реактивная
катушка выполняется с железным сердечником, имеющим необ-
ходимые воздушные зазоры. Опуская вычисления, приведем вы-
ражения для пика вторичного тока и потерь энергии в выклю-
чающем устройстве:
Рис. 7.34. Электромагнитный
аккумулятор с дополнитель-
ной реактивной катушкой
-магнитной системе, были
имеющие дополнительное
где величины с индексом д относятся к реактивной катушке.
Если сравнивать аккумуляторы, выделяющие одинаковую
энергию в сварочной цепи за одно и то же время, то можно
прийти к выводу, что потери энергии в выключающем устройстве
аккумулятора с дополнительным реактором точно такие же, как
в аккумуляторе-трансформаторе [64]. Следовательно, с этой точ-
ки зрения аккумулятор с дополнительной реактивной катушкой
Процессы в электромагнитном аккумуляторе
299
никаких преимуществ не имеет. С точки зрения использования
активных материалов все преимущества находятся на стороне
аккумулятора-трансформатора, так как дробление емкости (или
расчетных мощностей) всегда сопровождается дополнительной
затратой материалов.
Выше было рассмотрено мгновенное отключение первичной
цепи от выпрямителя. Практически мгновенное отключение не
осуществимо, так как оно должно сопровождаться бесконечно
большими перенапряжениями. Продолжительность отключения
первичной цепи зависит от параметров аккумулятора и особен-
ностей выключающего устройства.
Так как
dV, . . п п
---- + l^R-2 = О,
dt
то
t
^2 = — J + Ч'го
о
или
ТГ2<| = J 1г^2^>
с
поскольку при / = ОО ЧГ2С1 = 0.
Если в первом приближении считать, что Rz — величина по-
стоянная, то
оо
i2dt =
J
о
т. е. количество электричества, протекающего через сварочную
цепь, зависит только от первоначального числа потокосцеплений
и сопротивления сварочной цепи и не зависит от времени отклю-
чения первичной обмотки.
Из этого условия может быть найдена зависимость макси-
мального значения сварочного тока от времени отключения tp.
Графически это условие выражается как равенство двух раз-
лично заштрихованных площадок (рис. 7.35).
Так как обычно tp < Г2, то в идеальном случае (мгновенное
отключение) при t <С Г2ток t2 ~ /2т(1-— ).
Принимая в первом приближении закон изменения вторично-
го тока линейным при 0 < t < tp, указанное выше условие мож-
но записать в таком виде:
2 " Ч
chipmaker.ru
300
Аккумуляторы энергии
откуда
Расчеты по полученному выражению дают несколько завы-
шенные результаты. Объясняется это тем, что вследствие поверх-
ностного эффекта и эффекта близости сопротивление /?2 резко
Рис. 7.35. Кривые вторичного тока:
а — мгновенный разрыв первичной це-
пи; б — отключения первичной цепи
за время tp
возрастает, особенно в интер-
вале времени 0 < t < tp, и чис-
ло потокосцеплений
V2 = - J z2/?2d/ + ¥20
о
по этой причине оказывается
меньше того, какое можно бы-
ло бы найти в предположении
постоянства /?2. В связи с этим
полученное выше условие по-
стоянства количества электри-
чества, протекающего через
сварочную цепь, можно рас-
сматривать лишь как ориенти-
ровочное.
В схеме электромагнитного
аккумулятора с бесконтакт-
ным отключающим устрой-
ством (см. рис. 7.4, в) коммутирующая емкость и напряжение
предварительной зарядки ее должны рассчитываться из условия
обеспечения гашения вентилей основного выпрямителя и из ус-
ловия поглощения энергии, которая теряется в выключающем
устройстве. Порядок этой энергии можно оценить по приведен-
ным выше выражениям для Wn- Фактическое значение
должно быть несколько больше определенного по формулам,
выведенным из условия мгновенного отключения.
Порядок величины коммутирующей емкости определяется из
баланса энергий:
= kWn,
2
где k — коэффициент порядка 1,2 — 1,5;
U —- допустимое напряжение.
Более точные расчеты довольно громоздки и здесь не приво-
дятся
Г л а в a 8
ТРАНСФОРМАТОРЫ ДЛЯ КОНТАКТНЫХ МАШИН
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
§ 31. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ И ВОПРОСЫ РАСЧЕТА
ОСНОВНАЯ особенность трансформаторов для кон-
тактных машин состоит в том, что они рассчитаны на
очень малые напряжения (от 1 в до 10 и реже до 20 в) и боль-
шие токи (до нескольких сотен тысяч ампер;.
По технологическим требованиям контактные машины дол-
жны иметь широкий диапазон регулирования вторичного
напряжения. Регулирование вторичного напряжения в требуемых
пределах может производиться тремя способами: а) измене-
нием коэффициента трансформации; б) изменением угла зажи-
гания игнитронов или тиристоров; в) комбинированным спосо-
бом, предусматривающим как изменение коэффициента транс-
формации, так и угла зажигания игнитронов.
В тех случаях, когда используются синхронные контакторы,
регулирование напряжения по второму способу наиболее удобно.
Регулирование осуществляется плавно, в широких пределах;
не требуется никаких вспомогательных устройств для переклю-
чения обмоток трансформатора. Конструкция трансформатора
получается предельно простой. Однако фазовому способу регу-
лирования присущи и недостатки. Одним из основных является
снижение коэффициента мощности машины. Действительно, ко-
эффициент мощности
llR
Х== РЛ '
где U\, /1 — напряжение сети и ток, потребляемый машиной;
/г — вторичный ток;
R — общее активное сопротивление, приведенное ко вто-
ричной цепи машины.
Если магнитная система трансформатора не насыщена, то
chipmaker.ru
302 Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Учитывая это соотношение, получаем
X — —~ cos Ф,
^20
Г (7о|) R .1 .1
где /20 =——, cos<p =--------ток и коэффициент мощности при
z Z
полнофазном режиме работы машины.
Фазовое регулирование сопровождается снижением коэффи-
циента мощности машины пропорционально глубине регулирова-
ния сварочного тока. Поэтому наметившуюся в последние годы
тенденцию многих иностранных фирм выпускать машины только
с фазовым регулированием вряд ли можно считать оправданной
с технико-экономической точки зрения. Более целесообразным
следует считать комбинированное регулирование, при котором
снижение коэффициента мощности за счет фазового регулирова-
ния не слишком значительно.
По действующему в настоящее время ГОСТу на контактные
машины трансформатор должен иметь в зависимости от мощ-
ности 4—12 ступеней напряжения, причем отношение наиболь-
шего напряжения к наименьшему должно составлять 1,9—2,6.
В некоторых случаях контактные машины комплектуются нере-
гулируемыми трансформаторами, но при этом к машине при-
дается специальный регулировочный автотрансформатор.
Регулирование напряжения достигается либо изменением
числа включенных витков первичной обмотки, либо путем пере-
ключения отдельных первичных катушек с последовательного
соединения на параллельное. Для того чтобы такие переключения
были возможны, первичные обмотки трансформаторов выполня-
ют из двух одинаковых половин, располагаемых симметрично
относительно средней плоскости.
К числу основных особенностей трансформаторов для кон-
тактной сварки следует отнести также и то, что они работают,
как правило, в повторно-кратковременном режиме, причем про-
должительность включения их составляет от долей процента в
специализированных машинах для точечной сварки до 50% в
машинах для шовной и стыковой сварки. Периодичность работы
трансформатора не только предопределяет специфику теплового
режима работы обмоток и сердечника, но также является
причиной возникновения переходных процессов намагничивания
сердечника, которые зачастую приводят к неблагоприятным
последствиям.
В этом отношении в наиболее тяжелых условиях работают
трансформаторы, первичные обмотки которых включаются в сеть
с помощью асинхронных контакторов, механических или игни-
тронных. Приложенное к первичной обмотке напряжение
dt dt
Особенности конструкций и вопросы расчета 303
где Ri и Ц — активное сопротивление и индуктивность рас-
сеяния трансформатора;
Wj — число витков первичной обмотки;
Ф — основной магнитный поток трансформатора
Если магнитная система трансформатора не насыщена и со-
противление короткого замыкания невелико, то
При
= Uт sin
Ф =-----cos со/ + С.
кусо
Допустим, что в момент включения трансформатора / = /р
вследствие остаточного намагничивания Ф = Фо. Определяя из
этого условия постоянную интегрирования, находим
Ф — [cos «4 — cos®t[ + Фо.
Если в установившемся режиме амплитуда магнитного пото-
ка в трансформаторе Фт = Ут~, то в переходном режиме макси-
UljCO
мальное значение магнитного потока Фтах (рис. 8.1) может быть
вдвое больше Фт, если даже Фо = 0.
Рис. 8.1. Кривые напряжения и магнитного потока в переходном процессе
и стационарном:
а — асинхронный контактор; б — синхронный контактор
Однако при асинхронном контакторе Фо может иметь любой
знак в зависимости от того, каким полупериодом, положитель-
ным или отрицательным, закончилась предыдущая сварка. По-
этому в трансформаторе с ненасыщающейся системой мгновен-
ное значение магнитного потока может превышать амплитудное
chipmaker.ru
304
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Рис. 8.2. Осциллограмма
токов и напряжения при
включении контактной
машины асинхронным
контактором (А. 3. Блит-
штейн)
значение более чем вдвое. Реальные трансформаторы не рас-
считывают с таким большим запасом по магнитной индукции, и
поэтому во время переходных процессов их магнитная система
насыщается. В результате нарушается равенство ампервитков
обмоток, первичный ток резко увеличивается (рис. 8.2). Насы-
щение магнитной системы сказывается на режиме сварки, потери
в первичной обмотке становятся выше расчетных. Вследствие
появления в намагничивающем токе большой апериодической
составляющей, а также сдвига фаз
между периодическими составляю-
щими первичного и вторичного тока
на обмотки воздействуют значитель-
ные знакопеременные силы. При насы-
щении магнитной системы первичный
ток ограничивается в значительной
мере активным сопротивлением /?1 и
индуктивностью £].
Для работы с асинхронными кон-
такторами необходимы трансформато-
ры с пониженной магнитной индукци-
ей, малой остаточной намагниченно-
стью и хорошо укрепленными об-
мотками.
При использовании синхронных
контакторов включение машины так-
же сопровождается переходным про-
цессом намагничивания, однако этот
процесс протекает более благоприят-
но. Синхронный контактор обычно
работает так, что начало сварки при-
ходится на полупериод одной вполне
определенной полярности, а конец — на полупериод обратной
полярности. Поэтому остаточный магнитный поток Фо входит в
приведенное выше выражение для магнитного потока Ф всегда
со знаком минус и способствует снижению максимального зна-
чения магнитного потока Фтах (см. рис. 8-1,6). Для работы с
синхронными контакторами по этой причине более целесообраз-
ны сердечники с витыми магнитопроводами или плотно шихто-
ванными, чтобы остаточный магнитный поток был наибольшим.
Вторая особенность работы синхронного контактора состоит в
том, что момент включения его (фаза &>Л) всегда больше угла
сдвига фаз <р между током и напряжением при полнофазном
режиме работы. Коэффициент мощности coscp редко превышает
0,7—0,8. Отношение же обычно больше 0,3. '
Особенности конструкций и вопросы расчета
305
Поэтому
= 1 + cos №------< 1,5.
Фщ &т
Рис. 8.3. Кривая намагни-
чивания трансформатора
машины с однополупе-
риодным игнитронным
контактором
Следовательно, для того чтобы исключить насыщение магнит-
ной системы трансформатора и предупредить переход контактора
в режим однополупериодного выпрямителя, необходимо так рас-
считывать трансформатор, чтобы был значительный запас по
индукции. Часто это обстоятельство не принимается во внимание,
в результате чего контактные машины неустойчиво работают
при малых углах зажигания даже при соблюдении условия
cot] > q>. Поэтому приходится рабо-
тать при завышенных углах зажигания
oj/i и не использовать полностью мощ-
ность машины, которую она могла бы
развить при минимальных коэффици-
ентах трансформации.
Для сварки изделий из тонкого ме-
талла, особенно в электронной про-
мышленности, получили широкое рас-
пространение точечные машины, вклю-
чаемые на один полупериод перемен-
ного тока промышленной частоты.
В этих машинах магнитные системы
трансформаторов не перемагничива-
ются. Магнитный поток изменяется по
частной кривой намагничивания от Фо
ДО Фтах (рис. 8.3). МаШИНЫ ЭТОГО ТИПЭ
работают, как правило, с повышенной
намагничивающей составляющей пер-
вичного тока.
Повысить степень использования магнитных систем и пер-
вичных обмоток можно, приняв меры для снижения остаточного
магнитного потока Фо- Наиболее просто снизить Фо, применяя
магнитные системы со стыковыми соединениями вместо шихто-
ванных. Электротехнические стали обладают малыми коэрцитив-
ными силами. Введение в магнитную систему малых воздушных
зазоров позволяет снизить остаточную индукцию практически до
нуля. Еще более эффективный способ состоит в принудительном
перемагничивании магнитной системы трансформатора во время
пауз между очередными сварками. Так как продолжительность
включения однополупериодных машин невелика, такая операция
не вызывает затруднений, но требует наличия источника питания
малой мощности и дополнительной аппаратуры управления.
Вследствие низкого напряжения вторичные обмотки выпол-
няют чаще всего в виде одного массивного витка. Реже исполь-
chipmaker.ru
306
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
35ют трансформаторы с двумя вторичными витками. Такие
трансформаторы, рассчитываемые на повышенное вторичное
напряжение, получили применение для клещей, подвод тока к
которым осуществляется с помощью кабелей. В клещах со
встроенными трансформаторами с целью снижения веса также
целесообразны двухвитковые вторичные обмотки.
По конструктивному исполнению обмоток рассматриваемые
трансформаторы можно подразделить на две основные группы:
а) трансформаторы с цилиндрическими обмотками (рис. 8,4, «);
б) трансформаторы с дисковыми (или спиральными) обмотка-
ми (рис. 8.4, б).
Конструкции магнитных систем, вторичных витков и первич-
ных обмоток обстоятельно описаны и поэтому здесь не рассмот-
рены [ИЗ]. В последние годы получают распространение транс-
форматоры с витыми сердечниками (рис. 8.4, в, фирма Сиаки).
Трансформаторы для контактных машин имеют много общего
с печными трансформаторами, для которых, по выражению
М. Видмара, наиболее сложным является «проблема тока», т. е.
создание таких конструкций обмоток, соединений и выводов, при
которых добавочные потери не слишком велики. В данном случае
эта задача осложняется очень широким диапазоном регулирова-
ния вторичного напряжения. Для того чтобы осуществить регули-
рование напряжения в заданном диапазоне и с заданной плавно-
Особенности конструкций и вопросы расчета
307
стью, конструктор вынужден идти на резко неравномерное
распределение намагничивающих сил (н. с.) первичной обмотки.
Вследствие такого распределения н. с. заметно возрастает реак-
тивное сопротивление короткого замыкания и падает коэффи-
циент полезного действия трансформатора.
При расчете трансформатора по рекомендуемым методикам
[76, 105 и др.] не представляется возможным, хотя бы сугубо
приближенно, оценить сопротивление короткого замыкания
трансформатора с учетом реального распределения намагничи-
вающих сил первичной обмотки. Исходя из опубликованных
работ по вопросам рассеяния, невозможно дать более точные
способы расчета. В основу всех этих работ положено допущение
о равномерном распределении токов по сечениям отдельных
проводников, образующих обмотки. Такое допущение вполне
приемлемо для силовых и целого ряда других трансформаторов,
однако оно совершенно непригодно для сварочных трансфор-
маторов с цилиндрическим вторичным витком. При неравномер-
ном распределении первичных н. с. плотность тока в цилиндриче-
ском витке изменяется по его высоте как по абсолютной величи-
не, так и по фазе. Во избежание существенной ошибки это
явление должно быть учтено при расчете.
Трансформатор с дисковыми обмотками можно было бы
рассматривать как обычный трансформатор с несколькими
вторичными обмотками, соединенными параллельно. Такой слу-
чай рассмотрен Г. Н. Петровым [105]. Для сопротивления корот-
кого замыкания Г. Н. Петров получил следующую формулу:
п
ч
в которой
Z122 Z123 г124
Z132 Z133 ^134
г12П
г13п
^1п2 ^1пЗ ZlnX • • • *-1пп
zPq — сопротивление короткого замыкания, соответствующее
обмоткам р и q.
Первичной обмотке соответствует индекс 1, секциям вторич-
ного витка — индексы от 2 до п. Детерминант D4 получается из
детерминанта D путем замены q-ro столбца единицами. Ток в
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
ker.ru
308
любой из параллельных обмоток
по формуле
(секций) может быть найден
ч 1гт
D
, Группа I Групп all Группа 111
Рис. 8.5. Упрощенная диаграм-
ма намагничивающих сил
Использование формул Г. Н. Петрова в данном случае сопря-
жено с рядом существенных трудностей, прежде всего с необхо-
димостью учета влияния выводов от вторичных секций на сопро-
тивления короткого замыкания.
Опыт показывает, что выводы
увеличивают сопротивление ко-
роткого замыкания трансформа-
тора на 20—4О°/о- Между тем для
оценки влияния выводов не име-
ется никаких данных. При расче-
те zpq следует учитывать также
влияние вихревых токов в про-
водниках, увеличивающих Rpg и
уменьшающих хрд. Учет влияния
вихревых токов в обмотках при
вычислении zpg также затруднен.
Вычисления zpg сильно осложне-
ны тем, что первичная обмотка
состоит из нескольких (чаще все-
го 6—12) отдельных катушек.
Поэтому только для определения
zpq требуется значительная вы-
числительная работа.
расчета сопротивления короткого
с дисковыми обмотками [113] бази-
Применяемая методика
замыкания трансформатора
руется на том допущении, что сумма ампервитков каждой ка-
тушечной группы, состоящей из секции вторичного витка и двух
прилегающих к ней первичных катушек, равна нулю. При этом
диаграмма намагничивающих сил каждой катушечной группы
имеет простейшую форму (рис. 8.5). В действительности картина
распределения токов по секциям вторичного витка значительно
сложнее. Сопротивление выводов вторичного витка с учетом
неравномерности распределения токов в них расчетом не учи-
тывается. В результате расчет по простейшей методике, особен-
но при значительной несимметрии расположения намагничиваю-
щих сил первичных катушек относительно секций вторичного
витка, дает сугубо ориентировочный результат.
Желательно так построить расчет сопротивления короткого
замыкания трансформатора с дисковыми обмотками, чтобы была
возможность учесть влияние выводов от секций вторичного вит-
ка, а также влияние вихревых токов в проводниках, из которых
Сопротивление трансформатора с цилиндрическим витком
309
выполнены первичные катушки и вторичные секции. Поскольку
поле рассеяния трансформатора очень сложно, особенно в обла-
сти вторичных выводов, речь может идти только о приближенном
расчете, основанном на ряде существенных допущений.
В связи с тем, что общие вопросы расчета трансформаторов
детально освещены в литературе, в том числе и специальной
[113], ниже мы ограничимся лишь рассмотрением вопросов, свя-
занных с расчетами сопротивления короткого замыкания транс-
форматоров. Именно эта область расчетов, как уже указывалось,
нуждается в дальнейшем углублении и уточнении.
§ 32. СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА С ЦИЛИНДРИЧЕСКИМ ВИТКОМ
При решении задачи о распределении тока в массивном
цилиндрическом витке будем исходить из предположения, что
плотность тока не зависит от координат <р и р (рис. 8.6). Это
предположение близко к действительности
при небольшом расстоянии А между кон-
тактными плитами и при относительно ма-
лой толщине вторичного витка.
Допустим, что часть первичной обмот-
ки выключена, так что токопроводящая
часть этой обмотки имеет не целое число
слоев, как показано на рис. 8.7, а. В таком
случае действительную систему обмоток
можно представить себе в виде двух от-
дельных систем, совпадающих в про-
Рис. 8.6. Поперечное
сечение трансформа-
тора с цилиндриче-
ским витком
странстве.
Первичная обмотка первой системы со-
стоит из целого числа слоев, ее полный ток равен полному току
действительной первичной обмотки (рис. 8.7,6). Полный ток
вторичного витка равен по абсолютной величине и противополо-
жен по знаку полному току первичной обмотки. При одинако-
вых осевых размерах и симметричном расположении обмоток
ток распределяется практически равномерно по всей высоте вто-
ричного витка. Поэтому определение сопротивления короткого
замыкания первой системы обмоток не встречает затруднений.
Вторая система обмоток (рис. 8.7, в) при наложении на
первую должна дать действительное распределение токов в об-
мотках. Поэтому полные токи как первичной, так и вторичной
обмоток второй системы равны нулю.
Определим поле рассеяния второй системы, используя метод
наложения гармонических обмоток [67]. С этой целью мы вынуж-
дены сделать еще одно допущение, а именно: будем считать,
что торцы второй системы обмоток упираются в ферромагнитные
chipmaker.ru
310
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
поверхности |ц = оо, у = 0|. Такое допущение, как показывают
опытные данные, не вызывает существенных погрешностей. Вве-
дение ферромагнитных плоскостей позволяет рассматривать вто-
рую систему обмоток как пару коаксиальных трубчатых провод-
ников, имеющих бесконечно большую длину. Плотность тока в
этих проводниках изменяется в осевом направлении по периоди-
Рис. 8.8. Контур в объеме
вторичного витка
ческому закону, причем период из-
менения равен 2т. Линейную плот-
ность тока в этих проводниках мож-
но представить в виде тригономет-
рических рядов:
Z
апп cos mz— .
Зависимость щ = f(z) нам известна. Зависимость оп = <p(z)
требуется определить. Рассмотрим случай, когда Дт и Д1Г малы
по сравнению с т. Выделим в объеме вторичного витка контур /(
(рис. 8.8). Прямолинейные отрезки длиной —, являющиеся
2п
частями этого контура, параллельны образующим внешнего
цилиндра. Две другие стороны контура представляют собой дуги
окружностей, радиус которых равен а2. Положим, что длина
каждой из дуг равна единице. Обходя контур в указанном
направлении, можно составить следующее уравнение:
_S1L/<оФ = 6, (8.1)
Дп?
где у — удельная проводимость;
Ф — магнитный поток, пронизывающий контур К.
Сопротивление трансформатора с цилиндрическим витком
311
Определим магнитный поток Ф, используя выражение для
векторного потенциала цилиндрической обмотки с гармониче-
ским законом распределения тока в осевом направлении [67]:
Ап = BoGn° |\ («) + WK f ) cos пл — , (8.2)
L Л» (а) ,| \ г / т
где а — радиус обмотки;
а а0
а = пл — ; а0 = пл-----------;
т т
4W; А’о(х); Л(х); Л\(х)
— функции Бесселя нулевого и первого порядка от мнимого
аргумента.
В данном случае векторный потенциал двух гармонических
обмоток «-го порядка при р = а2 будет равен
(4)Р-л, = Во + Gim Fn„)cos пп V ’ (8 •3)
где
Fln
= «1
(«!)]/<! («2),
L (ао)
Ко («о) J
Так как
то
Ф = Adi,
J к
= Во (G„/i„ + ai I „ F\\t) •
(8.4)
Учитывая, что
оо
^ = 2 Фп'
п=\
из уравнения (8.1) определим амплитуду линейной плотности
тока во вторичном витке:
ст.. =—о. -------. (8.5)
\\п In j ' '
ХХп ‘ д2сор.оу
Поделив обе части выражения (8.5) на Fj, получим
Д2и|.1су
Лы =
^пп — 1
chipmaker.ru
312
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
где Р'щ =---- — амплитуда п-й гармоники линейной плотности
тока первичной обмотки при Ft = 1;
t'nn — амплитуда п-й гармоники линейной плотно-
сти тока во вторичном витке при Fj = 1.
Потери во втором витке
т
Рп = — f бпДг^,
о
где /2 — длина вторичного витка.
Плотность тока бд выражается через линейные плотности
тока следующим образом:
где Спо — линейная плотность тока во вторичном витке первой
р
системы обмоток, равная ——.
т
Опуская простейшие преобразования, приведем окончатель-
ное выражение для потерь:
Если бы вторичный ток равномерно распределялся по всему
витку, то
р — I п 12
Ппост ,уд2 । ПО । ‘
Следовательно, коэффициент потерь для вторичного витка
или
- <8.7)
(8.8)
так как
I Ёпо | = |Ёю (.
Сопротивление трансформатора с цилиндрическим витком
313
Ряд, входящий в последнее выражение, весьма быстро схо-
дится. Обычно учет всего лишь одной или двух первых гармоник
обеспечивает достаточно высокую точность.
Радиальное поле рассеяния, создаваемое гармоническими
обмотками, вызывает добавочные потери не только во вторичном
витке, но и в проводниках, из которых выполнена первичная
обмотка. Однако добавочные потери в первичной обмотке из-за
радиального поля рассеяния должны быть значительно меньше,
чем во вторичном витке, так как осевой размер проводников
первичной обмотки во много раз меньше ширины вторичного
витка.
Перейдем к определению индуктивности рассеяния. В дан-
ном случае расчет индуктивности рассеяния по сравнению с ра-
нее описанным [67] усложняется тем обстоятельством, что токи
в гармонических обмотках одного и того же порядка смещены
во времени относительно друг друга на угол, отличный от нуля
и 180°.
Определим энергию двух гармонических обмоток одного
порядка применительно к данному случаю. Допустим, что
о, = С cos юЛ о,, = D cos at 4- Е sin at.
Соответственно векторные потенциалы
Л, = С' cos t\ А., = D' cos at -4- Е' sin at.
in НИ 1
Так как энергия магнитного поля
№ = [ Л&Д,
v
то среднее значение энергии магнитного поля за период пере-
менного тока будет равно
= J -А- СС cos2 пл — dv + j у- (DD' 4- ЕЕ’) cos2 пл -Е- dv +
ип
4- f — CD’ cos2 пл — dv + [ — С Deos2 пл — dv, (8.9)
J 2 т J 2 т
4 г’п
где vIr vn — объемы обмоток.
Первые два интеграла выражают собственные энергии обмо-
ток, вторые два — взаимную энергию и должны быть равны друг
другу. Взаимные энергии гармонических обмоток разного по-
рядка равны нулю, поэтому энергия поля рассеяния трансфор-
матора
W = №0 + V [№1П 4- li7n„+ Г,
п— 1
chipmaker.ru
314
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Индуктивность рассеяния, приведенная ко вторичной цепи,
г 211- 211’/
Используя данные, приведенные в ранее опубликованной
работе [67], а также учитывая выражение (8.9), получим
СО
L = ( с + + + ИоЯТ 2 [V(naiLln + V2una2Flin +
п— 1
4" 2Vin Re (Уцп)
(8.10)
где kR — коэффициент Роговского, определенный для первой си-
стемы обмоток;
Re(VIIn) —действительная часть комплекса Упп.
—
К (а0)
Ряд, входящий в выражение (8.10), очень быстро сходится.
Для достаточно точного расчета необходимо учесть всего лишь
один-два первых члена. Формулы (8.8) и (8.10) справедливы
для весьма тонких обмоток. Однако их можно применять и для
расчета реальных трансформаторов при Ai т и Аг < т. Осевые
составляющие поля в приведенном расчете принимаются во
внимание с учетом действительных радиальных размеров обмо-
ток (первая система обмоток). Неравномерное распределение
тока по толщине вторичного витка можно учесть, используя из-
вестное [112] соотношение для проводников, находящихся во
взаимно перпендикулярных переменных магнитных полях:
где k"u = <р(Р) —коэффициент потерь для вторичного витка
первой системы обмоток. Функция <р(р)
может быть взята из графика (рис. 8.9),
коэффициент
где у — проводимость.
В процессе проектирования большое значение имеют способы
приближенной оценки тех или иных величии, ориентирующие
Сопротивление трансформатора с цилиндрическим витком
315
проектировщика при выборе наиболее рациональной конструк-
ции. Выше было установлено, что каждой п-й гармонике плотно-
сти тока первичной обмотки соответствует н-я гармоника плот-
ности тока во вторичном витке. Отношение модулей амплитуд
этих гармоник
' Пп
что следует из выражения (8.5).
Это обстоятельство позволяет утверждать следующее:
а) потери во вторичном витке, вычисленные в предположе-
Рис. 8.9. функции <р(Р), 1р(Р)» ф(Р) и Ч’ЧР)
[112]
Рис. 8.10. Распределение
линейной плотности тока
по высоте обмоток
потерь; б) реактивное сопротивление короткого замыкания, вы-
численное в предположении Vn =—V10 (рис. 8.10,6), должно
быть больше действительного.
К рассмотренному типу трансформаторов можно отнести так
называемые кольцевые трансформаторы, получившие применение
для стыковой сварки труб (см. рис. 2.22).
Обмотки кольцевых трансформаторов обычно равномерно
распределяются по всему кольцевому сердечнику. Для регулиро-
вания напряжения конструктивно проще применить отдельный
chipmaker.ru
316
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
автотрансформатор, чем секционировать первичную обмотку.
Благодаря осевой симметрии поля рассеяния расчет сопротив-
ления короткого замыкания трансформатора не представляет
затруднений. В большинстве случаев возможно подразделить
обмотки трансформатора на ряд участков, для которых диаграм-
ма напряженностей магнитного поля имеет форму трапеции или
близка к ней (рис. 8.11). Тогда индуктивность короткого замы-
кания может быть выражена в виде суммы индуктивностей
Рис. 8.11. Участки обмоток
отдельных участков. Для участка, показанного на рис. 8.11,а,
напряженность магнитного поля в зазоре между катушками
где 1 — вторичный ток.
Опуская несложные вычисления, приведем окончательное
выражение для индуктивности элемента:
(8.Н)
где с— расстояние между обмотками; •
а и b — размеры обмоток (рис. 8.11, а).
Напряженность поля между обмотками и в объеме обмоток
участка (рис. 8.11,6) также зависит от диаметра. Обычно рас-
стояние между обмотками с, а также размеры а и b значительно
Сопротивление трансформатора с цилиндрическим витком
317
меньше среднего диаметра Dcp. Поэтому с достаточной точно-
стью диаграмма напряженности поля рассеяния может быть
представлена в виде трапеции с высотой
Для этого случая
лОгр
(8-12)
Индуктивность элементов сложной конфигурации (рис. 8.11, в)
может быть определена путем подразделения этих элементов на
отдельные участки, в которых напряженность магнитного поля
может быть принята постоянной. Тогда
4 = A. \\H2nDnbSn= (8.13)
/2 л J^\ 1 ) Dn
п п
/„ — полный ток, охватываемый п-м кольцевым контуром, или,
если выделять кольца малой толщины,
L Но, / + _Д£_. (8,14)
л 3 / Dncp
п
В некоторых случаях расчетные формулы можно свести
к более привычному виду. Для этого следует элементы, указан-
ные на рис. 8.11, распрямить, сохранив прежней среднюю длину.
Для элемента а получается следующее выражение:
Но / с । ° 4~ \ ^2 — Di
nDcp < з ) 2
(8.15)
гл ^1 ~Н ^2
где Dep = 2 •
Для элемента б приведенное выше упрощенное выражение
сохраняется прежним. Индуктивность элемента b может быть
определена по формуле
(8.16)
где Dcp — средний диаметр элемента;
5о — площадь, охватываемая элементом;
Snp — площадь сечения проводников радиальной пло-
скостью.
chipmaker.ru
318
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Формулы (8.15) и (8.16) можно применять лишь при ограни-
О2 г.
ченном соотношении Сравнительные расчеты показывают,
что эти формулы дают заниженные результаты, причем при
= 1,6 погрешность составляет примерно 2%, при
= 2— примерно 4%. При дальнейшем увеличении-^- погреш-
ность быстро растет. Для практических расчетов формулы (8.15)
и (8.16) следует считать пригодными, если —- < 2.
Рис. 8.12. Секториальный элемент кольцевого трансформатора
В некоторых случаях обмотки кольцевых трансформаторов
выполняют в виде отдельных катушек, сердечник разделяют на
две одинаковые половины, а секции вторичного витка соединяют
отдельными перемычками. В связи с осевой симметрией пред-
ставляется возможным разделить трансформатор на ряд
одинаковых секториальных элементов (рис. 8.12). Индуктивности
заштрихованных частей обмоток можно с достаточной точностью
вычислить по формуле Роговского, пренебрегая взаимной связью
полей рассеяния соседних элементов. Индуктивность рассеяния
остальных частей может быть найдена по приведенным выше
формулам (8.13) и (8.14), в числители которых следует ввести
число элементов k = —При этом приходится считать, что
Ф
перемычки между вторичными секциями имеют форму замкну-
тых колец. Полученный таким образом результат будет отли-
чаться от действительного в меньшую сторону вследствие ука-
занного допущения. Добавочная индуктивность, обусловленная
тем, что перемычки между вторичными секциями в действитель-
ности не имеют формы замкнутых колец, может быть сугубо
ориентировочно определена по формуле Е. Г. Марквардта при
условии «распрямления» контура, по которому располагаются
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
319
перемычки. Общее сопротивление короткого замыкания транс-
форматора в k раз меньше сопротивления секторпального
элемента.
§ 33. СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА С СИММЕТРИЧНЫМИ ДИСКОВЫМИ
ОБМОТКАМИ
Для упрощения задачи необходимо сделать ряд существен-
ных допущений. Прежде всего придется не считаться с радиаль-
ной неравномерностью распределения тока в тех частях вторич-
ного витка, которые удалены от выводов (рис. 8.13). При
принятом допущении в
объеме обмоток преобла-
дающими являются ради-
альные составляющие по-
ля рассеяния, как в обыч-
ном силовом трансформа-
торе с дисковыми обмот-
ками. Осевое направление
поля рассеяния преобла-
дает лишь в небольшом
объеме вблизи зазора
между выводами. Поэто-
Рис. 8.13. Трансформатор с дисковыми
обмотками
му сопротивление корот-
кого замыкания трансформатора можно с достаточной точностью
выразить в виде суммы
— ^б в
где 2б.в — сопротивление короткого замыкания трансформатора
без выводов;
гн — сопротивление вторичных витков.
Сопротивление zc.e определяется обычным путем.
Перейдем к определению той доли сопротивления короткого
замыкания трансформатора, которая приходится на выводы и
части обмоток, находящихся в непосредственной близости к
выводам.
При расчете индуктивности рассеяния обычных трансформа-
торов с чередующимися дисковыми обмотками часто рассмат-
ривают не ограниченный, а бесконечный в осевом направлении
ряд чередующихся проводников [76]. В данном случае придется
принять это допущение, поскольку оно не влечет за собой боль-
ших погрешностей и существенно облегчит решение поставлен-
ной задачи. Это допущение позволяет рассматривать всего лишь
один элемент обмотки (рис. 8.14), ограниченный в осевом
chipmaker.ru
320
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Рис. 8.14. Элемент обмотки
направлении идеальными
ферромагнитными плоско-
стями (р = оо; у = 0).
Во избежание чрезмер-
ного усложнения задачи
мы вынуждены учитывать
лишь одну составляющую
вектора магнитной индук-
ции Bz = В, полагая Ву =
= Вх = 0. Такое допуще-
ние может быть приемле-
мым лишь в том случае,
если т значительно мень-
ше радиальных размеров
обмоток, т. е. т а. Из
последнего допущения
следует, что в объеме об-
моток могут быть лишь
две составляющие плотно-
сти тока, параллельного
осям х и у. Для удобства
начало координат перенесем в точку О'. При обходе контура
параллельного плоскости YOZ, получим
Н + -у- dtj^ т — Нх = c8xdy
или
т^- = с6х, (8.17)
ду
где бх — составляющая плотности тока во вторичном витке;
Н — напряженность магнитного поля;
с — половина толщины вторичного диска (см. рис. 8.14).
При обходе контура К2, параллельного плоскости XOZ,
получим
Нх — ( Н 4- dx>T= dx + c&.dx
\ дх J a v
ИЛИ
= (8.18)
дх а
где Л, — намагничивающая сила (н. с.) первичной катушки;
6,/ - - составляющая плотности тока во вторичном витке.
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками 321
Связь между плотностью тока во вторичном витке и напря-
женностью магнитного поля вытекает из второго уравнения
Максвелла:
так как у£ = 6. то
, г- 4Н
rot 6= — роу-——
at
пли в символической форме
= (8.19)
дх ду
Дифференцируя уравнение (8.17) по у, а уравнение (8.18) по
х и используя уравнение (8.19), находим
jazH, (8.20)
<Эх2 ду2
где
2
от = .
При решении уравнения (8.20) примем следующие граничные
условия:
Л X
1. И = —-------при у = 0, 0 < х < а'\
т а
р
2. Н = — —- при у = 0, а1 < х < /г;
т
3. Н = 0 при х = 0;
4. Н = 0 при у = а.
Три первых граничных условия вытекают непосредственно
из рассмотрения магнитного поля в области выводов в соответ-
ствии с принятыми выше допущениями. Четвертое граничное
условие не соответствует строгой картине магнитного поля,
однако, как показывает опыт, близко к истине. Это граничное
условие позволяет заметно упростить дальнейшие математиче-
ские операции, так как оно ограничивает рассматриваемую
область прямоугольником 0 < х < /г; 0 < у < а. Вследствие
принятого допущения (Н = 0, при у = а) должна быть получена
погрешность при расчете активного и реактивного сопротивле-
ний. По-видимому, эта погрешность должна быть небольшой,
поскольку основная часть энергии магнитного поля сосредоточе-
на в удаленной от плоскости у = а области.
chipmaker.ru
322
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Решение уравнения (8.20) будем искать в виде произведения
двух функций
X = ф(х)
и
У = f(y).
В этом случае исходное уравнение (8.20) распадается на два
отдельных уравнения:
Рис. 8.15. Зеркальное
изображение обмотки
(вывод от вторичного
витка)
— = — X2, (8.21)
X
— = X2 + ja2, (8.22)
Y
где X2 — некоторая постоянная.
Решение уравнения (8.27) может быть
записано в следующем виде:
X = С sin Хх -J- D cos Хх.
Так как при х = 0 напряженность маг-
нитного поля Н = 0, то D = 0.
Мы рассматриваем идеальное корот-
кое замыкание трансформатора, т. е. счи-
таем, что вторичные витки соединяются между собой идеально
проводящим телом (у=оо), имеющим плоскую поверхность
АА (рис. 8.15). Очевидно, что электромагнитное поле в рассмат-
риваемом объеме не изменится, если идеально проводящее тело
заменить зеркальными изображениями обмоток. Последние
должны иметь обратное направление токов. Возможность та-
кой замены вытекает из условия эквипотенциальности поверх-
ности АА.
Вследствие симметрии
(77)Л=2Л = (Н)х=0 = 0.
Следовательно, sin Х2/г = 0 или Х = к где к — целое
число. Функция X должна содержать только нечетные гармони-
ки. Поэтому решение уравнения (8.21) может быть записано в
следующем виде:
X = Ск sin Хкх,
где
Хк = (2к+1)-^-.
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
323
Перейдем к решению уравнения (8.22). Правая часть урав-
нения
Хк + /а2 = в2 (cos <р У j sin <рк),
где _______
е, = V4 + а4; <рк = arctg ~ ;
ч
ек = е (cos + + j Sin ^ + 2т у
Так как
COS (~~“ + tm 'j = (— 1)" COS ~~ ’
sin(-y-+«^ =(—l)"sin
то
ек = ± eK (cos -^ + / sin
Решение уравнения (8.22)
Y = Aie-^ + A2e+^.
Учитывая граничные условия, получим
Y = 2Л,
sh ек (а — у)
Tv
Перемножив функции X и Y, найдем выражение для напря-
женности магнитного поля В в виде бесконечного ряда:
ОС
// = У СЛ. E(c-y)sin(2^+ 1)-^-. (8.23)
е к
k=l
Исходя из граничных условий,
SF^
"2та' sheKc
---------sin (2/с + 1) а л .
(2А+1)2--' 1h
Таким образом, выражение для напряженности магнитного
поля нам известно. Используя уравнения (8.18) и (8.23), можно
найти плотности тока во вторичном витке и напряженность
электрического поля.
Найдем потери энергии во вторичных витках. Вектор Умова-
Пойтинга нормален лишь в одной поверхности вторичного
chipmaker.ru
324
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
вывода у = 0. Поэтому комплекс мощности потерь для пары
выводов
11
Р = 2т f (E)j,=o (H)y^vdx,
b
где H — комплекс, сопряженный с комплексом Н. После инте-
грирования получим
__со_ Cl' Г[
sin2 (2е + 1) 1 ’
64 Р\кл Ж ' 2Л ch 8К а
Р -------------/ j----------------------ек .
л4 ус(а')2 (2к + I)4 sb ек я
Л-0
Определив вещественную часть комплекса Р, равную актив-
ной мощности, и поделив последнюю на Г2, найдем выражение
для активного сопротивления вторичных выводов:
_а'л
W sin2 (2к -р 1) —— \
Р6 = —---------- j---------------— Re ( еД (8.24)
л4 ус (а'}2 (2к-р1)4 у sh e,(t /
к=0
где
ch 8 ) ____ 1 ~4~ &км sin 2£КЛцД
sh ека / 2 sh2 гддг -р sin2 е.кма
Фл- • Фл-
8..л = 8..C0S , ек,. = 8,. Sin -ti- .
h 2 Л-’‘ к 2
Индуктивность рассматриваемого объема обмоток может
быть представлена в виде суммы
Рв И- Ре •
По отношению ко втбричным виткам Р'в представляет собой
«внешнюю» индуктивность, а £" —«внутреннюю». Опуская не-
сложный вывод, приведем выражение для индуктивного сопро-
тивления:
х'е = coL' = f h — ~ а' \ (8.25)
т \ з /
где Л — расстояние между выводами (см. рис. 8.14).
Индуктивное сопротивление х”= щР" найдем через среднее
значение энергии поля рассеяния:
Wcp = -у- f H2clv,
где Н — действующее значение напряженности магнитного поля.
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
325
Так как L"e = —, то при I — Fi, используя выражение
(8.23), получим
Хв =
32уо<о
т4
Ьз
т (с')2
sin2 (2к+ 1)--------
' 2h 1
(2к + I)4 е„-а '<к,п
ch
1т-----—
sh ек а
(8.26)
где
1т
ch ек а
sh ек а
1 ект sh 2елД а ~ гкд sin 2ек.-., а
2 s!1 sin4m °
Таким образом, мы получили формулы для расчета актив-
ного (8.24) и индуктивного (8.26) и (8.25) сопротивлений выво-
Рис. 8.16. Зависимости активно-
го и реактивного сопротивле-
ний выводов от а' при различ-
ных а
дов вторичного витка транс-
форматора с симметричными
обмотками. Результаты расчета
по указанным формулам необ-
ходимо делить на 2п, где п —
число параллельных секций
вторичного витка.
Расчет по полученным формулам (8 24) и (8.26) в значи-
тельной мере облегчается тем. что ряды, входящие в эти
формулы, весьма быстро сходятся. Для вычисления Re и
Л'" при обычных для сварочных трансформаторов разме-
рах обмоток достаточно учесть лишь первые члены (к = 0).
Обычно а'1 Поэтому ео ~ а, <рк ~ еоэ = го.м ~ ~у~-.
chipmaker.ru
326
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
При еода ~ Еома > 2 формулы (8.24) и (8.26) упрощаются. При
этом
(8.27)
Из формул (8.24), (8.26) вытекает, что:
1. Увеличение радиального размера дисков а' при реальных
значениях а ведет к увеличению как реактивного, так и актив-
ного сопротивлений (рис. 8.16).
2. При а4 увеличение размера а свыше 1,5 ---------- не со-
провождается снижением активного сопротивления (рис. 8.17)
и с этой точки зрения бесполезно.
Как показывает опыт, приведенные выше формулы обеспе-
чивают достаточную для практических целей точность.
§ 34. СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРА С НЕСИММЕТРИЧНЫМИ
ДИСКОВЫМИ ОБМОТКАМИ
Рассмотрим трансформатор, имеющий п вторичных парал-
лельных секций и 2п первичных катушек (рис. 8.18, а). Намаг-
ничивающие силы первичных катушек /у, /2, fzn в общем случае
различны.
Воспользуемся методом наложения и представим действи-
тельную систему обмоток в виде трех совмещенных в простран-
стве систем: двух симметричных (рис. 8.18, б и в) и одной
несимметричной (рис. 8.18, г).
Первая система представляет собой трансформатор с сим-
метричными чередующимися обмотками. Намагничивающая
сила каждой первичной катушки равна
л_;
2п
(8.28)
где Fi—полная намагничивающая сила первичной обмотки;
fK— намагничивающие силы первичных катушек.
Токи во вторичных секциях также одинаковы и равны
— 2а
Сопротивление короткого замыкания первой системы обмо-
ток может быть определено па основании данных предыдущего
параграфа. Вторая система первичных намагничивающих сил
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
327
магнитно не связана со вторичной обмоткой. Соответ-
ствующие этой системе вторичные токи равны нулю. Третья
система
первичных
н. с.
с г, л f- л fi
представляет собой разность между
действительной системой и первы-
ми двумя системами. Полная на-
магничивающая сила всех первич-
ных катушек этой системы
2л
1 =
к=1
В отличие от второй системы
третья создает магнитные потоки,
сцепляющиеся с секциями вторич-
ного витка. В связи с этим то-
ки I'Пк отличны от нуля, однако
их сумма
V Ziu = 0.
«=1
Определим намагничивающие
силы а2, fi , fi, ..., fin Для этого
составим 2п + 1 уравнений:
L = Oj
Из этих уравнений находим
Рис. 8.18. Системы обмоток и
диаграммы напряженностей
поля
(8.29)
= ai—«2 (8.30)
И т. д.
Докажем теперь, что указанные выше три системы обмоток
магнитно не связаны, т. е. энергия поля рассеяния трансфор-
матора
W = 4- + №ш,
(8.31)
chipmaker.ru
328
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
где Wb 1ГИ и W'in — энергии магнитных полей соответственно
первой, второй п третьей систем, рассматриваемых независимо
друг от друга.
Другими словами, требуется доказать, что взаимные энергии
Wnm = -^HnHmdu = 0.
V
Для упрощения последующих рассуждений допустим, что
рассматриваемые обмотки находятся по всей своей длине в окне
магнитной системы. При этом можно считать, что поле рассея-
ния имеет всего одну радиальную составляющую, а диаграммы
в виде трапеций (показанные на рис. 8.12) соответствуют
диаграммам напряженности магнитного поля. Для доказатель-
ства построим диаграммы напряженностей магнитного поля,
соответствующие отдельным намагничивающим силам третьей
системы обмоток (рис. 8.18,5).
Рассмотрим интеграл
удб(Д., + Д^+...Ищ
где Нб — напряженность поля первой системы обмоток
(рис. 8.18, б);
Н — напряженность поля, соответствующая намагничиваю-
К
щей силе третьей системы обмоток (рис. 8.18,5).
Как видно из диаграмм, слагаемые указанного интеграла
можно представить в следующем виде:
^HeH f-dv = g101fi,
\НбН >dv = g,aif'2,
J '2
где gi, gz ••• — коэффициенты пропорциональности.
Если g] = g2 = g3... = g, что практически всегда имеет
место, то
2n 2п
( Нб ’dv = gax У f’K = 0.
К №=1
П
Учитывая, что V /'1л = 0, получаем
к=1
| Нб у Hl 'IlKdv = 0.
V=1
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
329
На этом основании мы можем сделать вывод о том, что пер-
вая и третья системы магнитно не связаны. Рассмотрим те-
перь вторую и третью системы. Допустим, что п (число вторич-
ных секций) — четное число. Тогда, как следует из диаграмм
виг,
(' Н6Н f.dv = pa2fi — qa,fi,
) f'dv = — PV— qa.fi;
C HeH ,dv = — pa2f’3 —- qa,f3;
J '3
C HJi -dv = pa2fi — qa2f4;
2n 2n
^Нв V H = pa2 (fl' — fi — f3 + fi ....)— qa2 V f'K,
K= 1 K— 1
где p и q — коэффициенты пропорциональности, зависящие от
геометрических размеров катушек и секций.
Так как
2п
Vf; = 0 и h-h~f3 +fi+ .... — 2ла2 = 0,
К=1
то
2п
V/7 =0.
•' , ‘к
Таким же образом можно показать, что
п
dV= °'
K=1
В случае нечетного количества вторичных секций результаты
получаются аналогичными. Совершенно очевидно также, что
( H6Hedv = 0.
Итак, мы доказали, что при вычислении энергии магнитного
поля рассеяния (или индуктивности рассеяния) указанные выше
три системы обмоток можно рассматривать обособленно. Анало-
гичным путем можно показать, что при вычислении потерь энер-
гии \Р системы обмоток также можно рассматривать обособ-
ленно, т. е. определять потери как сумму:
АР = АР, + АРП -г АРП1, (8.32)
chipmaker.ru
330
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
где АРг, АРц и АРш — потери соответственно в первой, второй
и третьей системах обмоток.
Сопротивление короткого замыкания первой системы обмо-
ток может быть вычислено при помощи данных, приведенных
в предыдущем параграфе. Не представляет каких-либо затрудне-
ний расчет второй системы обмоток. Сложнее обстоит дело
с расчетом третьей системы обмоток. Трудности, связанные с
расчетом этой системы обмоток, можно до некоторой степени
обойти, если учесть, что на вторую и третью системы обычно
приходится меньше половины сопротивления короткого замыка-
ния нормально сконструированного трансформатора. Как пока-
зывает опыт, больше половины
11
Рис. 8.19. Поперечное сечение сек-
ций вторичного витка
Р
Р
Я
сопротивления приходится на
первую систему обмоток. В свя-
зи с этим расчет третьей систе-
мы обмоток представляется
возможным упростить за счет
ряда допущений.
Основное затруднение при
расчете третьей системы обмо-
ток заключается в оценке со-
противления выводов вторич-
ных секций. Поле рассеяния в
настолько сложно, что его пока
этой области трансформатора
не удается исследовать аналитически. Чтобы не усложнять даль-
нейшие расчеты, мы примем, без больших на это оснований, что
сопротивление выводов секции вторичного витка в данном слу-
чае такое же, как и для первой системы обмоток. До некоторой
степени такое допущение оправдывается тем, что в выводах сек-
ций третьей системы должно наблюдаться примерно такое же
распределение токов, как в выводах первой системы. Основные
причины, вызывающие неравномерное распределение токов в сек-
циях, сохраняются и в данном случае.
Для упрощения расчета желательно также принять, что в
объеме третьей системы обмоток имеет место только радиаль-
ная составляющая поля рассеяния. Другими словами, мы будем
считать, что третья система обмоток находится между ферромаг-
нитными плоскостями (р, = оо ; у = 0), причем расстояние между
этими плоскостями в точности равно радиальному размеру
катушек.
Для того чтобы перейти к расчету сопротивления короткого
замыкания, необходимо найти токи в параллельных секциях
вторичного витка. Рассмотрим пару .соседних секций р и q
(рис. 8.19). Для этой пары, образующей замкнутый контур,
можно составить следующее уравнение:
— I,tPc + i^p,, = 0-
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
331
Магнитный поток Фрд можно представить в виде суммы двух
потоков Ф'рч и Ф"ч- Первый магнитный поток создается всей
системой намагничивающих сил, кроме намагничивающих сил
секций р и q. Второй магнитный поток создается только намаг-
ничивающей силой секций р и д, т. е.
Фрд — Д, (jр I д)’
где Lc — индуктивность замкнутого контура, образуемого двумя
соседними секциями.
Следовательно,
Ор — JQ) (Ъ + j(l)Lc) = —№>pg,
откуда разность токов
= 1., —I = ja — ™ -
Остановимся сначала на трансформаторах, рассчитанных на
нормальную частоту f = 50 гц. В большинстве случаев ®LC Rc.
Поэтому при определении
Д/у<2 можно пренебречь ак-
тивным сопротивлением вто-
ричных секций, т. е. считать,
что
Фм = -Фрд и ФР(1 = 0.
Определим токи в сек-
циях вторичного витка, пола-
гая сопротивление секций
равным нулю. Допустим, что
индукция в объеме между
второй и третьей катушками
первичной обмотки равна ну-
лю. По известным полным
токам и f'3 построим диа-
Рис. 8.20. Диаграмма магнитной ин-
грамму индукции между пер- дукции
вой и второй секциями вто-
ричного витка (рис. 8.20). Разность заштрихованных площа-
дей ABCD и EFGH должна быть пропорциональна магнитному
потоку, который сцепляется с короткозамкнутым витком, обра-
зованным первой и второй секциями вторичного витка. Посколь-
ку сопротивление этого витка мы считаем ничтожно малым, то
магнитный поток, сцепленный с ним, должен быть равен нулю.
Следовательно, нулевая линия на диаграмме индукции должна
быть смещена в сторону большей из заштрихованных площадок
chipmaker, ru
332
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
на величину ДВ, которую можно найти из условия равенства
площадок A'BCDEE' и E'FGH'.
Обходя по контуру, показанному на рис. 8.20 пунктирной
линией, получим
---а' = fi + f-> +/ц ь
Pc
откуда
г' £' ЛЬ ,
/п 1 — — ft — f-2 —• ---------------а
Ро
или
Ь<> Ь.,
- • d + ~T d + ~T
fnt=- fi-f2 + h-----------~~h---------- (8.33)
rn m
Аналогично можно получить выражение для тока в k-й секции
вторичного витка
Лы — -- FK + f2K
— f2«-Fl
d 4---------
2
m
(8.34)
где
FK = fl + fz + • • • + f?K + (ill 1 + In 2 + • • + III к—1)-
Из последнего выражения вытекает, в частности, что полному
току первичной катушки f' с любым номером от 2 до 2п — 1
соответствуют токи только в двух соседних секциях вторичного
витка р и q, причем
1цр = —kpf-, In,, = — kf/f,
где
kP= 1-
kn = 1 — kp,
d-—расстояние между первичной катушкой и секцией р;
b — толщина первичной катушки.
Крайним первичным катушкам с номерами 1 и 2п соответ-
ствуют токи только в крайних секциях вторичного витка, равные
и противоположные по знаку полным токам первичных катушек.
Подсчитанные таким образом токи в. параллельных секциях
обычно несколько отличаются от действительных, причем расчет
дает несколько большую неравномерность распределения токов,
что вполне согласуется с принятыми допущениями. По известным
токам в секциях вторичного витка нетрудно определить потери
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками
333
в обмотках и энергию поля
рассеяния. Обмотки можно
рассматривать как провод-
ники, уложенные в паз элек-
трической машины. При этом
потери энергии вычисляются
по формуле
Зп
АР'= V АР^,,, (8.35)
p=i
где А.Рр — потери в р-м слое
(в первичной ка-
тушке или в сек-
ции вторичного витка) при постоянном токе;
kn. р --= Ф (Р) + (У Ф (Р) + -у~ cos (Р)
\ 'р / 'р
Рис. 8.21. Проводники, уложенные в
паз с ферромагнитными стенками
коэффициент потерь для р-го слоя;
— полный ток р-го слоя;
— полный ток в объеме между дном паза и р-м
слоем (рис. 8 21);
а — угол между векторами токов 1Р и /и;
<р(р) п ф(Р) —функции «приведенной высоты проводника»
(см. рис. 8.9),
р = ьг । / 'У"1 У • <8-36>
Потери в выводах
п
АРв V (/Пк)2 Re,
«=i
где R,. — сопротивление вывода от вторичной секции, вычислен-
ное для первой системы обмоток.
Потери в третьей системе обмоток
АРШ = АР' + АРв.
Активное сопротивление короткого замыкания
др[+дрп + др1и
г\ -----------—------.
Л]
Энергия поля рассеяния [112]
U" = у j
2ч' 3 '
(8.37)
chipmaker.ru
334 Трансформаторы для контактных машин переменного тока
где /СР — средняя длина витка;
Ьр — высота р-го слоя (см. рис. 8.21);
Jp = /рф' (Р) + 3 (Л + гР/и cos а) лр' (|3),
<р'(р) и ф>'(0)—функции «приведенной высоты проводника» 0
(см. рис. 8.9).
Для промежутков между катушками
/Р = 0, Ф'(Р)=1.
Энергия поля рассеяния выводов
№1
где Le.c — индуктивность выводов от вторичной секции, вычис-
ленная для первой системы обмоток.
Энергия поля рассеяния третьей системы обмоток
win = W' + w„.
Реактивное сопротивление короткого замыкания
„ Ц7 -L Ц/' -L ц/
х = 2а> in .
/2
II
Рассмотрим теперь случай, когда реактивное сопротивление
toLc соизмеримо с активным Rc или даже меньше его. Такое
соотношение между сопротивлениями может встретиться в
трансформаторах для сварки токами низкой частоты и т. п.
Допустим, что мы нашли токи в секциях вторичного витка,
полагая активное сопротивление секций равным нулю. При
найденном таким образом распределении токов отсутствуют
результирующие магнитные потоки между любыми двумя сосед-
ними секциями вторичного витка. Однако действительные
активные падения напряжения в секциях от токов 1^1к отличны
от нуля. Поэтому по секциям вторичного витка, кроме токов Г11к,
должны протекать токи -Л/п.£ под действием э. д. с. Ек =
= —IiikjRc- Учитывая принятые допущения, а также симметрию
расположения обмоток относительно средней плоскости, нетруд-
но найти токи Д/Пк и затем по приведенным выше формулам
подсчитать активное и реактивное сопротивление короткого
замыкания.
Определим Л/цк для нескольких практически возможных
случаев.
Сопротивление трансформатора с дисковыми обмотками 335
1. Количество вторичных секций п = 4. Вследствие симмет-
рии обмоток
А/ц1 = А/ц4; А/ц9 = Л/цз;
А/ш + А/ц2 +Д/цз +Л/ц4 = О,
А/ш = --- Ы112 .
Для контура, образованного двумя соседними
1 и 2,
Ё2 — Ёг = 2Л7 Ц2/?с + jXc^i 112,
где
Ё2 = — InzRc’ А = — in Не-
окончательно получим
секциями
где
v=
Rc
Опуская выкладки, приведем основные формулы
двух случаев, которые могут встретиться на практике.
2. Количество вторичных секций п = 5.
еще для
АЛи
(Al2 ~ 7ц1)(3 + Л)—Лгг + Лгз
5 (1 + ;v) — v2
А/ц2 =
2Лп — 3/]12 + ?из + /V (7Ш — 2/пг -г -'пз)
} (8.39)
5(1 +р)_^
А/цз = — 2 (А/л j + А/цг).
3. Количество вторичных секций п = 6.
АЛи
— Ли (2 + /у) + /112 (1 + /v) -|- 71|3
(3+г<)(1 +/<)
Ли + Л13 2/П2
42 = --------„ , .
(8.40)
А/цз = —А/ш —А/ц2.
chipmaker.ru
336
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
§ 35. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Ниже приведены примеры расчета сопротивления короткого
замыкания трансформаторов описанными методами. Для при-
меров выбраны трансформаторы с резкой неснмметрией обмоток.
Расчеты сопоставляются с
опытными данными. Опи-
саны некоторые особенно-
сти специфических изме-
рений, которые приходи-
лось производить с целью
экспериментального опре-
деления коэффициента по-
терь для вторичного вит-
ка. Результаты расчетов и
Рис. 8.22. Трансформатор с цилиндри-
ческим витком
экспериментальные дан-
ные позволяют высказать
соображения о целесообразном расположении первичных кату-
шек относительно вторичного витка.
Рис. 8.23. Системы обмоток
Трансформатор с цилиндрическим витком. Произведем рас-
чет сопротивления короткого замыкания лабораторного транс-
форматора с секционированной первичной обмоткой. Первичная
обмотка трансформатора состоит из четырех совершенно одина-
ковых катушек по 230 витков в каждой. Катушки размещены
в один ряд без зазоров, причем их общий осевой размер равен
высоте вторичного витка. На рис. 8.22 показан эскиз трансфор-
матора при двух включенных катушках первичной обмотки.
Основные размеры обмоток, необходимые для расчета: т = 24 см;
а0 3,9 см; а} = 7,5 см; а2 = 9,2 см; Ai = 0,6 см; Д2 = 0,2 см;
с = 1,3 см; высота первичной обмотки равна ~= 12 см; сред-
няя длина витка (по каналу между обмотками) /,.р = 53 см.
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
337
Первая система (рис. 8.23, а) состоит из двух обмоток одина-
ковой высоты. Полные токи этих обмоток равны и направлены
в противоположные стороны. Относительная линейная плотность
тока в первичной обмотке
Вторая система обмоток (рис. 8.23, б) при совмещении с пер-
вой должна дать действительную картину распределения токов
как в первичной, так и во вторичной обмотках. На первом уча-
стке (0 < z < —) действительная линейная плотность тока
1 I действ — „ —
Fl х
Линейная плотность тока на этом участке второй системы
обмотки должна быть равна
I = Vj действ '—V Ic =
т
на втором участке
Vi = 0-Vlo =- —.
т
Представим линейную плотность тока первичной обмотки
второй системы в виде ряда, пользуясь универсальной для подоб-
ных случаев формулой:
р—1
VIn=^^[VlK-VlK+1]sinrar-^, (8.41)
К=1
где р — число участков обмотки с различной линейной плот-
ностью тока, в нашем случае р = 2;
Vik — относительная линейная плотность тока на к-м участке;
zK — расстояние от начала координат до правой границы
участка.
Подставляя в выражение (8.41) числовые данные, получим
,, 2 Г I . I ] . 12 0,053 . л ...
Vi„=----- —--------sin ня-----=-------sinn — . (А)
л/г L 24 24 J 24 п 2 ' ’
Относительные радиусы
<х0 = лл = 0,51 и; а = пя = 0,98/г,
0 24 1 24
9,2 . о
ос = пт.----= 1,2м. 2
2 24
chipmaker.ru
338
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Функции по формулам (8.3) и (8.10)
Fu = 7,5 | 7. (0,98») +
L Ao (и,от)
Fnn = 9,2 [ /.(1,2») + (1,2а)1/<х (1,2л);
। i\ о fOYtZj
Lln = 7,5 I /. (0,98/0 + (0,98//)]^ (0,98»).
| i\Q (U.OlH) J
Расчеты по формулам (А) и (Б) сводим в табл. 8.1.
(Б)
Таблица 8.1
п V'ln Пп FIIn Lln Й1Л |Йы12
1 0,053 „ Л 2,66 — 2 Л Я- 3’2т Л 3,81 — 2 —0,0358 —/0,0183 16,2 10~4
2 0 — — — — —
3 —0,0176 „ л 0,387 — 2 0,806 — 2 0,845 — 2 0,0017+ /0,0034 0,147 Ю~4
Значения Уцп определены по формуле (8.5, а). Коэффициент
потерь для вторичного витка (8.8)
k'nn-\-Y~-----не,2 - ю
Г4 + 0,147 • 10'4] = 1,47.
При вычислении как видно из последней записи, можно
было бы ограничиться всего лишь одной первой гармоникой.
По формуле (8.10) определяем реактивное сопротивление корот-
кого замыкания:
0,4л • 10^-314
( 24
0,95 +
1,3 +
+ 3,14.24-^i- 10-415,32 • 7,5 • 3,81 + 16,2 • 9,2 • 3,12 —
— 2 - 5,3 3,58 - 9,2 • 2,66 + 1,772 • 7,5 • 0,845 +
+ 0,147 • 9,2 • 0,806 —2 • 1,77 0,173.92 • 0,387]j 106 ==
= 3,95 (3,29 + 118,3 10'4 (338 + 18,74)} = 29,7 мком.
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
339
Сопоставим полученные результаты с опытными данными.
Для определения коэффициента потерь снимали зависимости
активных падений напряжения на наружной поверхности вто-
ричного витка от координаты г. На вторичную обмотку наклады-
вали измерительный виток из тонкого изолированного провода
(рис. 8.24). С помощью компенсатора переменного тока опре-
делялось отношение э. д. с. £if, наведенной в измерительном
витке, к первичному току. При условии плотного прилегания
измерительного витка ко вторичной обмотке э. д. с. Е„, должна
быть равна и противоположна
напряжения в поверхностном
слое обмотки, находящемся
под витком. По результатам
измерений определяли коэффи-
циент потерь во вторичном вит-
ке. Исключалась погрешность,
которая могла возникнуть из-за
потерь, вызванных полями рас-
для первой системы обмоток
Рис. 8.24. Схема измерений
сеяния в сердечнике трансформатора первичной обмотки и дру-
гих окружающих обмотку металлических деталях.
На результаты измерений и последующих вычислений могли
повлиять намагничивающая составляющая первичного тока и
фазовые отклонения плотности тока на наружной поверхности
обмотки от фазы вторичного тока трансформатора. Для оценки
возможной погрешности был проведен специальный опыт. Пер-
вичные катушки включали так, чтобы обмотки трансформатора
были симметричными. Затем определяли значения —— для
Д
различных координат z.
Данные измерений показаны па рис. 8.25, из которого видно,
что активные составляющие измеряемой величины практически
не зависят от координаты г. В идеальном случае при отсутствии
намагничивающей составляющей в первичном токе и фазового
сдвига плотности тока среднее значение реактивной составляю-
щей отношения должно было бы быть равно нулю. В дей-
I.
chipmaker.ru
340
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
ствительности, среднее значение реактивной составляющей
отлично от нуля. Однако, поскольку сама по себе реактивная
составляющая невелика (т. е. в среднем равна 2—2,5% актив-
ной составляющей), то можно считать, что перечисленные выше
факторы не оказывают заметного влияния на результаты
измерений.
Коэффициент потерь определяли следующим образом: а) по
данным измерений вычисляли среднее значение активной состав-
Е Е 2
ляющей отношения —б) вычисляли среднее значение —— ;
Л Л
в) коэффициент потерь определяли как отношение
ii
На рис. 8.26, а показаны зависимости составляющих отноше-
ния в функции координаты z, полученные для рассмат-
h
риваемого случая. Обработка этой зависимости позволила опре-
делить k , равный 1,45, т. е. практически такой же, как по
расчету. Хорошо совпадают и расчетные зависимости составляю-
щих отношения от координаты, (рис. 8,26, а пунктирные
Л
линии) с зависимостями, полученными опытным путем.
Удовлетворительно согласуется с опытом и расчетное значе-
ние реактивного сопротивления короткого замыкания: по опыту
х — 27,2 мком, по расчету х = 29,7 мком Расчетные и опытные
данные по нескольким вариантам размещения первичной об-
мотки приведены на рис. 8.26 и в табл. 8.2.
Приведенные выше результаты подтверждают возможность
практического использования описанной в § 32 методики расче-
та. Данные позволят сделать некоторые выводы относительно
целесообразного размещения отпаек от первичных обмоток
трансформаторов с цилиндрическими вторичными витками. Так,
при одинаковых размерах включенной части первичной обмотки
(см пп. 1 и 2 в табл. 8.2) предпочтение заслуживает вариант,
соответствующий п. 2, когда н. с. первичной обмотки распола-
гается симметрично относительно средней плоскости, нормальной
к оси стержня. Добавочные потери во вторичном витке при
варианте п. 3 в 3 раза меньше, чем при варианте в п. 1; реак-
тивное сопротивление короткого замыкания меньше на 17%.
Таким образом, отпайки от первичной обмотки следует выпол-
нять так, чтобы включенная ее часть располагалась по возмож-
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
341
ности более симметрично относительно средней плоскости
трансформатора.
Сопоставляя два варианта в пп. 3 и 4, можно прийти к выво-
ду, что многослойное исполнение первичной обмотки выгоднее
однослойного. Как в п. 3, так и в п. 4 количество включенных
витков первичной обмотки одинаково. Несмотря на то что укоро-
чение второго слоя (п. 4) вдвое больше укорочения первичной
обмотки (п. 3), добавочные потери во втором витке и реактив-
ное сопротивление короткого замыкания значительно меньше
при двухслойном исполнении, чем при однослойном.
Совершенно очевидно, что при многослойном исполнении
первичной обмотки ее секционированная (отключаемая) часть
должна занимать слой, находящийся близко к сердечнику, а не
к каналу между обмотками. Вытекающие из табл. 8.2 законо-
chipmaker.ru
342 Трансформаторы для контактных машин переменного тока
мерности почти в полной мере распространяются и на трансфор-
маторы с дисковыми обмотками.
Учет указанных возможностей снижения добавочных потерь
и реактивного сопротивления позволяет в большинстве случаев
получить трансформаторы с удовлетворительными характеристи-
ками даже при большом диапазоне регулирования вторичного
напряжения.
Трансформаторы с дисковыми обмотками. Особенность
трансформатора точечной машины МТП-75 (рис. 8.27) состоит
в том, что он рассчитан па сравнительно небольшую мощность
(33,6 ква) при ПВ 100%. Секции его вторичного витка изготов-
лены из тонкой листовой меди (6 мм). Поэтому в данном случае
пренебрежение активным сопротивлением секций при вычисле-
нии протекающих по ним токов должно привести к наибольшей
погрешности.
Для того чтобы полнее выявить возможности описанного
выше способа расчета, рассмотрим случаи наиболее резкой
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
343
несимметрии обмоток, не встречающейся на практике. Помимо
обычных измерений сопротивлений короткого замыкания, когда
удавалось, замеряли токи в отдельных секциях вторичного
витка. Для этого использовали пояс Роговского и компенсатор
Рис. 8.27. Трансформатор точечной машины МТП-75; водяное
охлаждение не показано
переменного тока. С помощью компенсатора определяли отно-
шение наводимой в поясе э. д. с. Еп к первичному току трансфор-
матора /ь
где Л4 — взаимоиндуктивность, постоянная пояса;
1С — ток в секции, охватываемой поясом.
Следовательно, располагая показанием компенсатора
Л Л
можно определить в комплексной форме ток в любой из парал-
лельных секций вторичного витка.
Рассмотрим трансформатор при включении всего лишь одной
катлшки 3 (рис. 8.28). Основные размеры трансформатора, необ-
ходимые для расчетов (обозначения см. на рис. 8.14 и 8.20):
а' = 5,7 см; т = 2,3 см; h ~ 7,2 см; А ~ I слс, средняя длина
витка первичной обмотки 81 см; d = 0,2 см; m = 4 см; Ь3 =
= 1,08 см. Первичная катушка 3 состоит из 17 витков, намотан-
ных в один ряд проводом 2,44 X 10,8 мм.
chipmaker.ru
344
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Намагничивающие силы первичных катушек f\ = /д = Л =
= fa = fe = 0; /3 = Примем fs = 1 и определим намагничи-
вающие силы систем обмоток.
Система 1 (см. рис. 8.18, б) =—.Система 2 (см. рис. 8.18, в)
6
1 1 2
°2 = — Система 3 fi — f 2 — = —
О о о
/1 = 0; /1 =----.
'° /ь 3
Определим сопротивления короткого замыкания, потери в
обмотках и энергии полей рассеяния для всех трех систем.
Рис. 8.28. Поперечное сечение обмо-
ток трансформатора машины МТП-75
(указана только часть первичных ка-
тушек):
катушка 3: w = 17; 2,44 X 10,8 мм; 1Сц=
= 0,81 м; катушка 5: w = 17; 2,44 X
X 10,8 .«лг; I ср = 0,81 Л; катушка 6; w =
= 18; 1,68 X 10 мм; IСр— 0,85 м
Система 1. Средняя дли-
на вторичного витка без вы-
водов
1СР 81 —'6 — 2 • 5,7 =
= 63,6 см.
Сопротивление секции
вторичного витка без выво-
дов (при 20° С)
Rc^ 0,0175-^- 10* =
6 • 57
= 33 мком.
Выводы вторичного витка
конструктивно несколько от-
личаются от рассмотренных
выше. Тем не менее в даль-
нейшем будем пользоваться
данными § 33. При этом, по-видимому, сопротивление Re и х",
найденные путем расчета, должны быть несколько меньше дей-
ствительных. Коэффициент
а = | 314 • 57 • 104 0,4л • 10“8-^1 = о,54.
I 2.3
По кривым (см. рис. 8.16) для а ~ 0,54, а' = 5,7 см, с = =
= 0,3 см находим:
0,37?в = 5,8 мком см.
Следовательно,
Re = —— = 20 мком.
0,3
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
345
Сопротивление одной секции
= /?; + 2k = зз _|_ = 43 мком.
Сопротивление вторичного витка
43
Ргг =---= 14,3 мком.
3
При вычислении индуктивности рассеяния расчетная средняя
длина витка должна быть больше средней длины вторичного
витка без выводов почти на 2а. Ориентировочно можно принять
lCD = 81 — 6 = 75 см.
Коэффициент Роговского
. 1.08 + 0,2 + 0.3
! «-5.7
Реактивное сопротивление от радиальных потоков рассеяния
1 314 • 0,4л - 10'8 - 75 • 0,91 /п о .
х, =-----------------------------( 0,2 +
6 5,7 \
, 1,08 + 0,3\ с ос
Н-----—--- ] 106 = 5,25 мком.
3 J
Реактивное сопротивление выводов найдем по кривым на
рис. 8.16: 0,3 х'' = 5 мкомсм; х" = 16,6 мком.
Реактивное сопротивление по формуле (8.25)
0,4л • 10~8 • 314 106 „ 2 „ г
х„ = — -----------------(7,2------- 5,7 ) = 5,85 мком.
2,3 \ 3 /
Реактивное сопротивление одной полной пары выводов
хвс = -2- (16,6 + 5,85) = 11,2 мком..
Реактивное сопротивление системы 1 обмоток
х, = 5,25 + — 11,2 = 9 мком.
1 3
Энергия поля рассеяния
W. = 9 ~ 10 - • р = 1 43 1СГ8 дж.
1 2-314
Система 2. Средняя длина витка 81 см.
Коэффициент Роговского
1 _ к' 1-08 + ! = 0,825.
R л 57
chipmaker.ru
346
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
Индуктивность одной пары катушек (w = 1)
L = М.т.10-« 81-0,825 7 j + _2_ 1>08Х = 25J . 1()_8
5, i 3 J
Энергия поля рассеяния
' 1 \ 2
25,7 • 10-8 — )
W = 3-------------- 6 ' = 1,07 - 10"8 дж.
2
Система 3. По формулам (8.33), (8.34) находим
„ 1,08 1,08
л . 0,2 + —---
2 2
----------— = 0,15g;
3 4
2
4
/,„=_о + Х-Д
^пз = 0,333g;
Л12 = —0,15 — 0,33=— 0,48g-
Расчет по формуле (8.37) сведен в табл. 8.3. Энергия радиаль-
ного поля рассеяния
1Г/ 0,4л- IO-8- 75- 1,05 Qo 1П_8д
Whip =-----------—----------- = 2,9 • 10 дж.
2 5,7 • 3
Таблица 8.3
р 'р 'и /2 + з(/2 + / I ) Р X U р и/ ь р JJ р р
1 0 0 0 1,08 0
2 0 0 0 0,2 0
3 0,15 0 0,152 0,6 0,0135
4 0 0,15 0 + 3 • 152 = 0,0675 0,20 0,0135
5 —0,33 0,15 0,332 + з (0,152 — 0,15- 0,33) = 0,028 1,08 0,03
6 0 —0,18 о + 3 • 0,182 = 0,097 1,44 0,14
7 0,66 —0,18 0,66= + 3(0,182 — 0,18 0,66) = 0,348 1,08 0,376
8 0 0,48 0 + 3 • 0,482 = 0,46 0,2 0,092
9 —0,48 0,48 0,482 = 0.23 0,6 0,138
10 0 0 0 0,2 0
11 0 0 0 1,08 0
12 0 0 0 1,44 0
13 0 0 0 1,08 0
14 0 0 0 0,2 0
Г5 0,33 0 О.ЗЗ2 = 0,109 0,6 0,065
16 0 0,33 3 0,332 = 0,327 0,2 0,065
17 —0,33 0,33 0,332 = 0,109 1,08 0,0118
= 1,05
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
347
Энергия поля рассеяния выводов (8.38)
IV’Ше = П’2'з^- (°>152 + °382 + 0,332) = 0,64 - КГ8 дж.
Энергия поля рассеяния системы 3
1Г1П = 2,9 • ИГ8 + 0,64 • КГ8 = 3,54 10"8 дж.
Энергия поля рассеяния трансформатора
W = (1,43 + 1,07 + 3,54) 10 8 = 6,04 • ИГ8 дж.
Коэффициент потерь для вторичного витка
, [(-т+М’+(-т-0’48)Ъ
Активное сопротивление вторичного витка трансформатора
= 2,07 • 14,3 = 29,6 мком.
Приведенное сопротивление первичной катушки 32,2 мком.
Активное сопротивление короткого замыкания /? = 29,6 + 32,2 =
= 61,8 мком.
Реактивное сопротивление короткого замыкания
х = 2 • 6,04 • 10-8 • 314 • 106 37,9 мком.
По опыту сопротивление короткого замыкания
z = 54,5 + /41,5 мком.
Как и следовало ожидать, расчетное значение активного
сопротивления больше действительного, а расчетное значение
реактивного сопротивления меньше. Это вызвано допущением,
положенным в основу определения токов в секциях вторичного
витка. Действительное распределение токов более равномерное,
чем было определено расчетом (табл. 8.4). Несмотря на очень
Таблица 8.4
Способ определения Токи в секциях при /2 = — / *Пц
1 2 3
Расчет по упрощенной мето- дике [ИЗ] Расчет распределения тока без учета сопротивления секций вторичного витка То же, с учетом активного со- противления Опытные данные 0 —0,18 —0,25+/0,09 —0,32+/0,06 —1 —0,81 —0,67-/0,22 —0,6—/0,17 0 0 —0,08+/0,13 —0,1—/0,12 3 2,07 1,73 1,52
chipmaker.ru
348 Трансформаторы для контактных машин переменного ток»
резкую несимметрию обмоток, расчет, основанный на грубом
допущении, дает удовлетворительный результат. В реальных
случаях несимметрии обмоток выражается значительно слабее,
поэтому погрешность, вызванная допущением, должна быть
еще меньше.
Воспользовавшись приведенными выше формулами, найдем
токи в секциях вторичного витка с учетом их активного сопро-
тивления. Для этого прежде всего определим индуктивность
сопротивления контура, образованного двумя соседними секция-
ми хс. Будем рассматривать пару секций как отдельные обмотки
трансформатора. Коэффициент Роговского для частей секций,,
находящихся в окне, может быть принят равным отношению
. 5-7
радиального размера секции к ширине окна kR окна ~ — = 0.77.
Для лобовых частей с учетом влияния сердечника kR лое ~ 0,77.
Таким образом, среднее значение kR = 0,77. Реактивное сопро-
тивление
0,4л10—8 75 /. ,
х, = 314 —-----------( 4 Д
5,7 \
С учетом выводов хс = 176 Д 2-11,2 = 198 мком. Отношение
— = 4,6. Как для половины симметричного относительно сред-
не
ней плоскости трансформатора с п = 6, по формулам (8.40)
находим
./ -0,15(24-/4,6) —0,48(1 + /4,6) 4-0,33
/\/п1 = ----------------------------------
(ЗД/4,6)(1 Д/4,6)
д/ = 0.15 <0,33 42-0,48 в 0 _
3 4-/4,6 1 ’ ’
Д/пз = — f—0,068 Д/0,09 ДО, 144 —/0,22J = — 0,08 4- /0,13.
Токи в секциях вторичного витка
Ли = — 0,33 4- 0,15 — 0,068 Д /0,09 = —0,25 Д /0,09,
Л12 = — 0,33 — 0,48 Д 0,144 -/0,22 =-- — 0,67 — /0,22,
/113 = —0,33 Д 0,33 —0,08 Д /0,13 = — 0,08 Д /0,13.
Как видно, учет активных сопротивлений дает более близкие
к истине результаты (см. табл. 8.4), что сказывается и на вели-
чине сопротивления короткого замыкания. По уточненному
расчету
9 \
— 0,6 V 0,77 106 = 176 мком.
3 1
0,068 Д/0,09,
Z = 56,3 Д /43,5 мком.
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
349
Аналогичные расчеты были проведены еще для двух других
вариантов размещения первичной катушки.
Из табл. 8.5 следует, что изложенная выше методика расчета
обеспечивает приемлемую точность даже в случае очень резкой
несимметрии обмоток. Данные табл. 8.5 позволяют также сде-
лать выводы о целесообразном расположении намагничивающих
сил первичной обмотки относительно вторичного витка. Наблю-
дается та же самая картина, что и в случае трансформатора с
цилиндрическим витком.
Таблица 8.5
1 Включенная ка- тушка (часть пер- I вичной обмотки по рис. 8.28) Сопротивление короткого замыкания В МКОМ Коэффициент потерь кЛ11
Расчет Опыт Расчет Опыт
№ 3 574-/41 54,54- 4-/41,5 1,73 1,52
№ 5 62,24-/42 58 4- 4- /40,5 2,14 1,73
№ 6 83,54-/50 884-/,49,2 2,76 2,32
Таблица 8.6
Система Потери в меди прн == 1 а в вт Энергия поля рассеяния при 1г — 1а в дж
Ра- счет Опыт Расчет Опыт
1 0,26 0,297 344-10-6 352-10-6
2 0,062 0,06 137-10—® 151-Ю-6
3 0,026 0,027 39-4-10—6 39-10-6
Рассмотрим трансформатор большой мощности, имеющий
следующие основные размеры обмоток: а — 11 см, а' = 9 см,
Л = 14 см, \ = 1 см, х = 2,45 см, с =0,7 см. Первичные катушки
намотаны из провода 12,5 X 2,83 мм2, число витков любой пер-
вичной катушки 23. Среднее расстояние между первичной
катушкой и секцией вторичного витка 0,2 см. Средняя длина
витка первичной обмотки 270 см, количество вторичных секций 6,
первичных катушек 12. Для рассмотрения было выбрано такое
соединение первичных катушек (рис. 8.29, а), которое позволяет
непосредственным опытом проверить все этапы расчета. Путем
соответствующего соединения первичных катушек представляет-
ся возможным получить все три системы обмоток (рис. 8.29 6, в,
г) и произвести все необходимые измерения. Опуская вычисле-
ния, приведем опытные и расчетные данные по всем трем
системам обмоток (табл. 8.6).
Удельное сопротивление меди было принято равным
0,0175 см мм2/м. Опытные данные получены при температуре
обмоток около 20° С.
Вторичные секции второй системы обмоток не нагружены, но
они находятся в магнитном поле, создаваемом первичными
намагничивающими силами. Для учета влияния вихревых токов
во вторичных секциях второй системы обмоток расчет проводили
350
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
по формулам (8.35) и (8.37), причем при определении р вместо
а' принимали величину — . Коэффициент Роговского kR вы-
числили для пары соседних первичных катушек с равными и
противоположными по знаку намагничивающими силами
(см. рис. 8.18, в).
Заметная разница между опытными и расчетными значения-
ми потерь в первой системе обмоток объясняется, по-видимому,
тем, что при расчете не было учтено сопротивление перемычки,.
Рис. 8.29. Схема соединения первичных катушек
закорачивающей вторичную обмотку (главным образом сопро-
тивление переходных контактов). В остальном расчетные дан-
ные достаточно близки к опытным.
Потери в обмотках
ДР = АР, + ДРИ + ДР[И = 0,348 вг.
Энергия магнитного поля
W’ = IV, -1- -j- W'ni = 520 • КГ6 дж.
Вторичный ток /2 = 6 (23 h). Следовательно, сопротивления
короткого замыкания, приведенные ко вторичной цепи:
R = — 18,3 мком-, х = - ~(и^ = 17,5 мком.
Hi ^ii
По опыту
z = 20 + /17.5 мком.
Расчет дает достаточно точные результаты.
Кольцевой трансформатор. Определим сопротивление корот-
кого замыкания кольцевого трансформатора от модернизирован-
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
351
360\
Рис. 8.30. Кольцевой трансформатор
ного агрегата типа КТСЛ-1 для сварки труб диаметром 529 мм.
Основные размеры трансформатора показаны на рис. 8.30.
Первичная обмотка состоит из 16 параллельно соединенных
катушек. В каждой катушке по 24 витка из провода 10 лиг2.
Вторичный виток выполнен в виде кожуха из листовой меди
толщиной 4 мм. Вторичный виток соединен с контактными баш-
маками двумя комплектами гибких перемычек из медной ленты
шириной 100 мм и толщиной 0,3 лглг. Общая толщина набора
6 мм. В каждом ком-
плекте по 16 перемычек.
При определении ре-
активного сопротивле-
ния трансформатор же-
лательно разбить на че-
тыре объема, границы
между которыми отме-
чены на рис. 8.30 пунк-
тирными линиями. Оче-
видно, что наибольшее
реактивное сопротивле-
ние приходится на объ-
ем АВ. Поскольку от-
ношение наибольшего
диаметра к наименьше-
му для рассматривае-
мого объема меньше
двух, можно применить
формулу (8.16). Пло-
щадь, охватываемая токоведущими частями, So = 200 сл-г2. Пло-
щадь продольного сечения проводников S„p ~ 51 см2, средний
диаметр Dcp ~ 70 см.
0,4 10-8 314 106 /опп . 51 X „ (.
х = —-----------------( 200 Д----I = 3,9 мком.
АВ л 70 < 3 J
Участки АС и BD одинаковые. Поперечные размеры а =
= 0,4 см, b — 1,2 см; среднее расстояние между обмотками
с = 1,2 см.
При определении реактивных сопротивлений хЛС и хВп будем
исходить из допущения, что на каждую первичную катушку
приходится часть вторичного витка такой же длины, как и пер-
вая катушка (144 лиг). При этом расчетные реактивные сопро-
тивления должны быть несколько меньше действительных.
Коэффициент Роговского
S,= |_ _ 0,94.
л 14,4
352
Трансформаторы для контактных машин переменного тока
r.ru
Средняя длина участка 17,5 см
хав xbd 2 -314 -
1 0,4л • 10~8 106
16 14,4
1,2+ 1’2-+°’4
X 0,94 • 17,5 = 0,98 мком.
Средняя длина участка CD — 15,5 см, среднее расстояние
между обмотками 0,9 см.
Коэффициент Роговского
kR = 1----0,4+ 1,2-|-0,9 = 0 95
л • 14,4
сопротивление
о, , 1 0,4л 10“8 • 106 .
л+п = 314-------------------( 0,9 +
CD 16 14,4 \
К2 цЩ4\ 095.15 5 = о,36 мком.
з /
Сопротивление короткого замыкания
х = 3,9 + 0,98 + 0,36 = 5,24 мком.
По опытным данным х = 5,9 мком.
Разница объясняется, по-видимому, тем, что при расчете хАВ
не было учтено влияние разрывов — промежутков между гиб-
кими перемычками. Уточним расчет, как было указано выше.
Расстояния между перемычками изменяются в пределах 1—8 см,
в среднем расстояние между перемычками составляет 4 см. Об-
щая длина перемычки около 45 см. По формуле Е. Г. Марквард-
та (76] находим
хли = 314 —----------—45 • 10® 10е (—V 2R (о,О28; —) 0,5 мком.
2 16 л2 \ 5 / 7 )
Следовательно,
х — 5,24 + 0,5 = 5,74 мком,
что очень близко к величине, найденной опытным путем.
Расчет активных сопротивлений первичной обмотки и отдель-
ных элементов вторичного витка в данном случае представляет
элементарную операцию, которую мы опускали. Размеры про-
водников в направлении, перпендикулярном потоку рассеяния,
невелики, поэтому добавочными потерями в обмотках можно
пренебречь.
Как показывает расчет, сопротивление первичной обмотки
составляет 1,08 мком.
Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания
353
Ориентировочная оценка сопротивления вторичного витка
без учета влияния стягивания тока к гибким перемычкам дает
результат ~ 1 мком. Сопротивление гибких перемычек, опреде-
ленное по формуле (2.1) с поправкой на двусторонний токопод-
вод, 1,4 мком. Сопротивление закорачивающей перемычки,
вычисленное в предположении равномерного распределения тока
в ней, 1,26 мком. Если ориентировочно принять контактное
сопротивление медь — бронза (контактные башмаки выполнены
из этого материала) порядка 5 мком, то дополнительное сопро-
тивление двух последовательно соединенных контактов или
16 параллельных цепей составит 0,62 мком. Следовательно,
активное сопротивление короткого замыкания трансформатора
в холодном состоянии
7? = 1,08 + 1 4- 1,4 -у 1,26 + 0,62 = 5,36 мком.
По опыту R = 6,5 мком. Расхождения между опытными и
расчетными данными вызваны прежде всего тем, что не учтена
неравномерность распределения токов во вторичном витке и
закорачивающей перемычке.
chipmaker.ru
Г л а в a 9
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА НЕКОТОРЫХ
СПЕЦИАЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
§ 36. ЧЕТЫРЕХОБМОТОЧНЫЙ ТРАНСФОРМАТОР
ДЛЯ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ ЧАСТОТЫ И ЧИСЛА ФАЗ
РАСЧЕТЫ показывают, что при цилиндрических об-
мотках низкочастотный трансформатор рассматривае-
мого типа имеет чрезмерно большие индуктивности рассеяния.
Дисковые обмотки, применяемые для мощных трансформаторов
а А8 ВС ВС СА СА АВ АВ :8С ВС СА СА АВ Коэффици- ент тран- сформации I
6 А8 ВС СА АВ ВС СА АВ ВС СА АВ ВС СА
6 А8 ВС ВС СА СА АВ АВ СА СА ВС ВС АВ Возможно последода- ПОСЛАНО-П0- раллель ное соединение катцшек
г АВ ВС СА АВ ВС СА СА ВС АВ СА ВС АВ
Рис. 9.1. Варианты размещения первичных катушек
нормальной частоты, целесообразны и в данном случае. Без
каких-либо конструктивных затруднений при дисковых обмот-
ках удается получить достаточно малые индуктивности рассея-
ния, а также создать условия для удовлетворительного охлажде-
ния первичных катушек.
Наиболее простые варианты размещения первичных катушек
показаны на рис. 9.1. Варианты а и б могут быть применены для
трансформаторов с постоянным коэффициентом трансформации.
В вариантах в и г предусмотрена возможность изменения
Трансформатор для преобразователя частоты и числа фаз
355
коэффициента трансформации путем последовательного или
параллельного соединения катушек, симметрично расположен-
ных относительно средней плоскости. Количество секций вторич-
ного витка во всех случаях должно быть кратно трем.
Для определения токов в секциях вторичного витка и вычис-
ления параметров схемы замещения можно использовать метод
наложения. Для этого несинусоидальные токи в первичных
катушках следует представить в виде рядов Фурье:
оо
1ав = 2 1авп sin (n£lt + фй);
со
he = 2 ,всп sin(nfi/ + V’»);
П—1
оо
1Са = v 1сл„ sin(/iLV+ фЗ-
(9.1)
Каждую гармонику токов (первичных и вторичных) можно
рассматривать независимо, пользуясь изложенной в § 34 мето-
дикой. Таким образом, для каждой из гармоник вычисляются
потери энергии в обмотках <\Рп и энергия полей рассеяния Wn.
При этом предоставляется возможность учесть влияние вторич-
ных выводов, а также вихревых токов. Средние значения за
период тока низкой частоты потерь энергии в обмотках и энер-
гии поля рассеяния определяются путем суммирования:
ЬР =
W = yWn.
Если /ц — действующее значение вторичного тока, то сред-
нее активное сопротивление короткого замыкания
и средняя индуктивность рассеяния
L = -^
^Ср 9
Л’]
Описанный способ расчета сопряжен с большим количеством
вычислений, так как ряды .медленно сходятся.
Для ориентировочных расчетов, не преследующих большой
точности, желательно пользоваться более простой методикой.
С этой целью необходимо пойти на допущения, упрощающие
решение задачи.
chipmaker.ru
356 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
Рассмотрим случай, когда интервал между включениями
любой обмотки, а также интервалы между выключениями ее
строго одинаковы и равны периоду напряжения питающей сети
(рис. 9.2, о).
В действительности интервалы между включениями и между
выключениями несколько различны (см. рис. 6.14). Но это
обстоятельство, по-видимо-
му, не может оказывать ре-
шающего влияния на зако-
номерность распределения
токов в секциях вторичного
витка.
Токи, протекающие по
первичным катушкам, мож-
но представить в виде перио-
дической последовательно-
сти прямоугольных импуль-
сов (рис. 9,2, б), модулиро-
ванных периодической кри-
вой низкой частоты (рис.
9,2, г). Если амплитуду им-
пульсов принять за единицу,
зон, повторяющей по фор-
ме кривую вторичного тока, должны быть равны -------------,
kr
где kT — коэффициент трансформации. Первичные токи выра-
жаются следующим образом:
i-Ais = — Мо + ф (“01 ~; /гГ
1вс = — icA — — 1 1 к и <х | со | со Э- © -1- -|- с — ч i 1 1 'll . kT *11 (9.2)
где Ло = ------постоянная составляющая модулируемой кривой;
ср(озО —периодическая составляющая, изменяющаяся с
частотой сети (рис. 9.2, в).
В другой форме записи
<0) ।
'дв ~ 1 + 1АВ’
i = j<°> _1_ J—
1ВС 1
(0) ,
1сл ~ 1 0" 1сл
(9-3)
Трансформатор для преобразователя частоты и числа фаз
357
где
j(t') __________'п .
3 kT '
i~~
Ав
т. д.
Ток i<°> входит в качестве составляющей во все первичные
токи. В общем случае при неравномерном распределении н. с.
первичных катушек ток Л°) необходимо разложить в ряд. Соот-
ветствующие отдельным гармоникам i<0> составляющие вторич-
ного тока могут быть найдены по описанной в § 34 методике, как
для обычного однофазного трансформатора. Однако чаще всего
необходимость в таком расчете отпадает, так как намагничиваю-
щие силы №w удается распределить более пли менее равно-
мерно.
Суммарная намагничивающая сила первичных токов i~
i~, i~ равна нулю. Тем не менее в секциях вторичного витка
должны быть составляющие, соответствующие этим токам.
Определение токов в секциях вторичного витка может быть
существенно упрощено, если учесть, что частота сети cd в 5—
10 раз больше частоты сварочного тока О. Вследствие этого
первичные токи i~, i~, можно считать изменяющимися с
частотой сети ы, что дает возможность воспользоваться прибли-
женным способом расчета, изложенным в § 34.
Токи в секциях вторичного витка можно найти без учета
активных сопротивлений секций, используя формулу (8.34).
Если первичные катушки имеют одинаковые размеры (рис. 9.3),
то
— ЧТГ = £~wi + k' ('"2'^2) + I
- = k' (7'^3 + W) + + «)’’ ,а ,,
ZIIn — г2п— 1^2n- 1 ^2п—2^2п- i"2nW‘2n’
chipmaker, ru
358 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
где 2п - число первичных катушек;
k' и k" — коэффициенты, соответствующие kv и kq\
i—— намагничивающая сила т-й первичной катушки.
Для того чтобы найти полные токи в секциях вторичного
витка, необходимо к составляющим токов i~ прибавить
составляющие , соответствующие первичным токам Л(|). При
определении вторичных токов расчет ведется по реальным
первичным токам. В связи с этим погрешность, вызванная при-
нятым выше допущением, в значительной мере уменьшается.
Таким образом, сравнительно просто определяются токи в
секциях вторичного витка, что дает возможность ориентировать-
ся при выборе наиболее целесообразного варианта размещения
первичных намагничивающих сил и можно вычислить потери
и энергию поля рассеяния, но без учета влияния вихревых токов
в обмотках и влияния вторичных выводов. Однако для практи-
ческих расчетов этого недостаточно. Очень важно знать коэффи-
циент потерь, чтобы иметь возможность правильно выбрать
размеры проводников, из которых выполнены обмотки.
Для наиболее простого решения задачи воспользуемся тем
же допущением, какое было принято при выводе формул (9.4)
для определения токов. В четырехобмоточном трансформаторе
основные добавочные потери вызваны токами/—, i— и .
1 АВ вс СА
Считая, что первые гармоники этих токов изменяются с часто-
той сети о), получим
где /п — действующее значение вторичного тока;
k — порядковый номер гармоники:
2 1 . , л
а, =-------sin к — .
к л k 3
После определения составляющих токов во вторичных сек-
циях по формулам (9.4) представляется возможность вычислить
потери для каждой гармоники токов в отдельности. При этом
следует воспользоваться способом расчета, примененным (см.
Трансформатор для преобразователя частоты и числа фаз
359
§ 34) для третьей системы обмоток. Поскольку потери очень
быстро падают с увеличением порядкового номера гармоники,
практически достаточно ограничиться первыми двумя гармони-
ками. Таким путем может быть проверена правильность выбора
размеров обмоточных проволок и секций вторичного витка.
Для вычисления угла перекрытия у и среднего значения на-
пряжения на неразветвленной части схемы замещения (см.
рис. 6.15) необходимо знать индуктивность короткого замыкания
£12. При дисковом исполнении обмоток эта индуктивность дол-
жна быть вычислена с учетом реакции вторичного витка. Токи
в секциях вторичного витка могут быть найдены с помощью
формул (9.4).
В поисках рациональной конструкции четырехобмоточного
трансформатора предложено несколько вариантов расположения
первичных катушек. Например, некоторые специалисты стре-
мятся по возможности удалить друг от друга первичные катушки
различных фаз. Они располагают первичные катушки в следую-
щей последовательности1. АВ\АВ-, АВ\АВ; ВС]ВС-, ВС\ВС;
СА\СА; СА]СА. При таком расположении первичных катушек
будто бы достигается наибольшее значение угла перекрытия.
Следовательно, уменьшается вероятность обратных зажиганий
игнитронов. Однако при этом плохо используется медь вторич-
ного витка.
Других специалистов, наоборот, больше беспокоит использо-
вание вторичного витка. Поэтому они предлагают каждую пер-
вичную катушку составлять из секций всех трех фаз (трехэтаж-
ные катушки).
Мы не будем останавливаться на рассмотрении указанных
вариантов. Отметим только, что описанная выше методика
позволяет проанализировать различные варианты размещения
первичных катушек и выбрать лучшие. В разобранном ниже
примере показано, что удовлетворительное использование меди
вторичного витка может быть получено без усложнения кон-
струкции обмоток. Совершенно не обязательно удалять друг от
друга первичные катушки различных фаз. Конкретные расчеты
показывают, что угол перекрытия при этом заметно не увели-
чивается, ухудшаются лишь условия работы вторичного витка.
Пример. Рассмотрим следующие две последовательности расположения
первичных катушек:
АВ I ВС; ВС | СА; СА | АВ; АВ | ВС; ВС | СА; СА [ АВ и
АВ | ВС; СА | АВ; ВС | СА; АВ | ВС; СА | АВ; ВС | СВ (рис. 9.1, а и б).
Допустим, что числа витков катушек иц = а>2 = ... = t»i2 = шс. количе-
ство секций вторичного витка равно 6. Намагничивающие силы первичных
1 Вертикальными чертами | отмечены места расположения секций вторич-
сюго витка.
chipmaker.ru
360 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
катушек, соответствующие токам i(°) =—~-----—, размещены симметрично. Сле-
kT 3
довательно. составляющие токов в секциях вторичного витка
/0) _ .(0) __ _ (0)______'ll____ 9 ,(0)
‘li 1 — 1П2 — — 1цб — 6 —
При первом варианте размещения первичных катушек
11 — 16 ~ ‘АВ 1 ’
По формуле (9.4) находим
— i~ = [iAB+ iBC — 2i(0)],
— ipj == wc [ iBC + iCA — 2i( '],
— = wc [i4B + iCA — 2i(0)].
Учитывая, что
; - ;(0> _|_
‘ill — ‘ill ' 'ill ’
‘112 = ‘П2 + ‘И2 и т- д”
получим
‘ш = — к'с 1‘дв + ‘вс] ’
‘lI2 = -’с [‘ВС + ‘СД 1 ’
................................................. Ia|'
‘lie v “'c l‘.4B “b ‘сдЬ
При втором варианте размещения первичных катушек
_ ,-(0)
‘1 — 14 ~ 1АВ ‘ '
— i _ /О)
‘2 — ‘5 ~ ‘ВС ‘ ’
_ ,• ;(0)
‘3 ~ ‘б — 1СА ~ ‘ •
Подставляя указанные значения токов в общую формулу
(9.4), получим
‘III = — '^'с (‘дв + k'‘BC + ^"‘caI’
‘112 = — lk ' (‘ав + 'сд) + 2к"‘ вс' ’
‘из — К'с ' (‘ав + ‘сд ) + 2к ‘ав\’ (б)
‘П6 — wc 1‘сд + k‘‘BC + к"‘Ав\-
Трансформатор для преобразователя частоты и числа фаз
361
Как видно из рис. 9.4, при варианте а размещения первичных
катушек в любой момент времени, кроме небольшого периода
коммутации, ток протекает лишь по
четырем вторичным секциям из ше-
сти. Поэтому активное сопротивле-
ние вторичного витка в данном слу-
чае в 1,5 раза превышает сопротив-
ление постоянному току, еслй даже
не учитывать влияния вихревых
токов.
В варианте б размещения пер-
вичных катушек секции вторичного
витка загружаются более равномер-
но. Можно получить кривые то-
ков /п2> iii3, iii4 и ins без провалов,
если подобрать размеры обмоток
так, чтобы k' = 2k". Так как k' +
+ k" = 1, то k' = — и k" =
3 3
Практически такие значения k' и k"
получаются без каких-либо конст-
руктивных затруднений.
Если не учитывать добавочные
потери, вызванные вихревыми тока-
ми, то для вторичного витка получаются следующие коэффициен-
ты потерь:
1. При протекании тока по обмоткам АВ и СА
knilAB — kn\\cA = — [3 -j- 4 (&')2 — 5#']•
4
2. При протекании тока по обмотке ВС
6ш1вс = -|-[2 + 3(Л')2-4£'].
При k' = -|-
knnAB = knnCA = 1,08 И Л/711ВС = 1.
Таким образом, использование вторичного витка при вариан-
те б размещения первичных катушек значительно более высо-
кое, чем при варианте а.
Перейдем к сравнению рассматриваемых вариантов по индук-
тивностям рассеяния. Па рис. 9.5 представлены диаграммы ин-
дукций в объеме обмоток (показана половина трансформатора).
Из диаграмм следует, что при варианте а размещения первичных
chipmaker.ru
'362 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
катушек энергия поля рассеяния может быть выражена следую-
щим образом:
F = 4
2
.’где Lc — индуктивность рассеяния трансформатора,
ного первичной катушкой и близлежащей
секцией;
inc — ток во вторичной секции.
образован-
вторичной
Рис. 9.5. Диаграммы индукций
Так как вторичный ток
in = 4ino
до индуктивность рассеяния трансформатора, приведенная к его
вторичной стороне,
Ъ 4
Опуская вычисления, приведем выражения для индуктивно-
стей рассеяния при втором варианте размещения первичных
катушек:
Г и- ч/
£ — Т I при iAB £ 0 и при iAC =А О
и
L = -у- при 1’вс ¥= 0.
Трансформатор для преобразователя частоты и числа фаз 363
где — индуктивность рассеяния трансформатора, который мо-
жет быть образован одной первичной катушкой и дву-
мя соседними вторичными секциями.
Поскольку L2c < Lc, то индуктивности рассеяния при втором
варианте размещения первичных катушек меньше, чем при пер-
вом варианте. Таким образом, второй вариант размещения
первичных катушек заслуживает предпочтения, так как позво-
ляет получить меньшие сопротивления короткого замыкания.
В заключение рассмотрим вопрос о рациональном распреде-
лении проводникового материала между отдельными обмотками
трансформатора. Этот вопрос представляет собой большой инте-
рес, особенно в связи с тем, что низкочастотные сварочные транс-
форматоры отличаются большим весом активных материалов на
единицу мощности.
Допустим, что нам задан общий вес меди. Найдем такое
соотношение между весами отдельных обмоток, чтобы активное
сопротивление короткого замыкания было наименьшим. Вес меди
можно выразить через среднюю длину витка 1СР, удельный вес
у, суммарные поперечные сечения меди первичной обмотки
<Qi = <71Ш1 и вторичной Q2 следующим образом:
G = K,(3Q1 + Q2). (9.6)
С другой стороны, активное сопротивление первичной обмот-
ки приведенное ко вторичной цепи, и активное сопротивление
вторичного витка
я; = р-^/д;
V1
^п = Р—
42
где kn,, km\ — коэффициенты, учитывающие добавочные потери.
Сопротивление короткого замыкания трансформатора
(9.7)
Исключая из выражений (9.6) и (9.7) и Q2 путем введения
Qi G,
новой величины х = ——= —;—, найдем
Q2 0’2
R = (3 4- — (kn, ф kmlx).
G \ х /
chipmaker.ru
364 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
Из последнего выражения нетрудно установить, что условию
минимума сопротивления короткого замыкания отвечает ра-
венство
_L_ 1
V3 I '
В рационально спроектированном трансформаторе |/
~ 1, поэтому Лшш ~ ~= . Такое значение означает, что со-
противление первичной обмотки /?' в ]/1Граз больше Rn.
R
^niin
= «Х)
В некоторых случаях такое значе-
ние xmin может оказаться неприемле-
мым из условий охлаждения (водяное
охлаждение имеет только вторичный
виток). В таком случае можно прини-
мать большие значения х. Как видно
из графика на рис. 9.6, допустимы зна-
чительные отклонения х от оптималь-
ного значения без существенного повы-
шения R.
§ 37. ТРАНСФОРМАТОРЫ
ДЛЯ КОНДЕНСАТОРНЫХ МАШИН
Для определения основных разме-
ров трансформатора необходимо преж-
де всего знать параметры вторичной цепи сварочной машины L2
и /?2, а также вероятный диапазон изменений сопротивления сва-
рочного контакта RK. Кроме того, необходимо знать максималь-
ное значение сварочного тока 1„г и время сварки /св, выбранные
из технологических соображений. В начале расчета параметры
трансформатора неизвестны, L = LT + L2 и R = Rr + R-2 (см.
рис. 7.21). Следует принять ориентировочно равными 1,2L2 и
1,2/?2, а затем уже уточнять при поверочном расчете машины.
В подавляющем большинстве случаев обмотки трансформа-
торов конденсаторных машин, особенно точечных, следует рас-
считывать, исходя из допустимого коэффициента полезного,
действия, а не из условий нагрева. Обмотки обычно заметно не
нагреваются вследствие малой продолжительности включения.
Тем не менее проверочный расчет на.нагрев следует делать и
прежде всего для трансформаторов шовных машин, работающих
с относительно более высокой продолжительностью включения.
Ниже ограничимся рассмотрением трансформаторов, у кото-
рых в рабочем режиме намагничивающая составляющая первич-
Трансформаторы для конденсаторных машин
365
кого тока невелика, а режим разряда колебательный. При коле-
бательном разряде напряжение на конденсаторе (см. рис. 7.22):
г i —bt
Uc = ^се
ь . . . ,
----- Sill СО 1 4 cos со t
ы'
Обозначения входящих в выражение величин даны в § 29.
Если пренебречь падением напряжения на активном сопротив-
лении и индуктивности рассеяния первичной обмотки трансфор-
матора, то можно считать, что напряжение на конденсаторе
уравновешивается э. д. с., наводимой в первичной обмотке
трансформатора, т. е.
Следовательно, магнитный поток
t
Ф = \ ucdl+Ф0СТ,
и
где ФОСт — магнитный поток в сердечнике трансформатора при
t = 0 (остаточный магнитный поток).
t
Очевидно, что | ucdt приобретает наибольшее значение в
момент перехода напряжения ис через нуль. Этот момент вре-
мени соответствует
со7х 4 -а = л,
где
, со'
а = arctg —— ,
откуда
, л — а
Произведя интегрирование в пределах от 0 до ti, получаем
выражение для наибольшего значения магнитного потока:
Фтах = « + 2COS а! + Фо„,
где it>2 — число витков вторичной обмотки, равное обычно
единице.
Выражение для Фп:ях целесообразно записать через исход-
ные величины. По известным параметрам машины L и R и задан-
, , R , л
ному времени сварки могут оыть найдены b = -— и со = ---------
2£ tCe
chipmaker, ru
366 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
(при использовании в качестве коммутирующего элемента иг-
нитрона или тиристора), а также фаза
,, , 2л/.
ос = со tm = arctg .
Из выражения для максимального значения тока (см. § 29>
следует, что
Ля V L
с~ыт
Используя это соотношение, выражение для максимального
значения магнитного потока можно записать через исходные
величины:
Фтах=—^(«)±Фост,
сС?2
где
. е-<я"а)с,еа+2cosa
F (а) =-----------------.
е—а ctg а
Зависимость F(a) показана на рис. 9.7. Аналогично могут
быть получены выражения для энергии, накапливаемой в конден-
саторах, и приведенной емкости:
Коэффициент трансформации может быть найден, если
задаться напряжением зарядки конденсаторов Uc. По известной
энергии Ж и напряжению Uc определяется емкость С, а затем
коэффициент трансформации по известной величине приведен-
ной емкости Ck?. Подобный расчет может быть произведен, если
в качестве исходных данных будут энергия W и время /св.
Размеры поперечного сечения сердечника трансформатора
в значительной мере зависят от принятой схемы разрядки кон-
денсаторов. Наименьшие размеры должны быть в том случае,
когда в выражение для Фтах остаточный магнитный поток Ф„сг
входит со знаком минус. Для этого от сварки к сварке необхо-
димо изменять направление разрядного тока в первичной обмот-
ке трансформатора или перемагничивать сердечник от отдельно-
Трансформаторы для конденсаторных машин
36”
го источника постоянного тока во время пауз между сварками.
Если такие операции предусмотрены, остаточное намагничива-
ние играет положительную роль и нужно создать условия, при
которых остаточное намагничивание получается значительным
(плотно шихтованные или витые магнитные системы без стыко-
вых соединений).
В машинах для микросварки обычно не принимается никаких
мер для использования остаточного поля, и оно оказывает лишь
отрицательную роль, так как в первичном токе появляется!
значительная намагничивающая составляющая, а амплитуда
вторичного тока уменьшается.
Для уменьшения остаточного на-
магничивания в данном случае целе-
сообразно применять магнитные си-
стемы с воздушными зазорами. Ко-
эрцитивная сила трансформаторных
сталей обычно очень невелика, и для
многократного уменьшения остаточ-
ной индукции достаточны очень не-
большие воздушные зазоры.
Выше рассмотрен упрощенный
способ определения максимального
магнитного потока и коэффициента
трансформации. В литературе име-
ются сведения о более точных расче-
тах, учитывающих падение напряже-
ния на активном сопротивлении и индуктивности рассеяния пер-
вичной обмотки трансформатора [37], намагничивающую состав-
ляющую первичного тока [12, 103].
Все эти уточненные методы целесообразно, применять для
расчета узко специализированных машин, когда исходные дан-
ные могут быть получены с достаточной точностью. Для расчета,
универсальных машин исходные данные не могут быть опреде-
лены предварительно более или менее точно. Поэтому приходит-
ся использовать упрощенный способ, рассчитывая несколько-
вариантов, и по ним выбирать Фаах и устанавливать пределы
изменения коэффициента трансформации.
Приведенные выше формулы получены в предположении-
постоянства сопротивления сварочного контакта. В действитель-
ности это сопротивление изменяется в процессе сварки в широких
пределах, особенно при малой толщине деталей. Это обстоятель-
ство очень трудно учесть при расчете. Предположение о посто-
янстве сопротивления контакта может в принципе дать значи-
тельно большую погрешность, чем например, использование-
Г-образной схемы замещения трансформатора вместо более точ-
ной Т-образной.
chipmaker.ru
368
Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
Расчет сопротивления и инд\ ктивности рассеяния трансфор-
матора может быть произведен подобно тому, как это делается
для обычных трансформаторов переменного тока. Поправку
следует вводить на импульсный характер токов, как будет ука-
зано в § 39. При проверочном расчете трансформатора на нагрев
нужно знать потери энергии в нем. За время одной сварки в
трансформаторе теряется энергия
п
MF = — Г,
R
где Rr и R — активное сопротивление короткого замыкания
трансформатора и полное активное сопротивле-
ние разрядной цепи.
Если в единицу времени (секунду) производится п сварок, то
мощность, рассеиваемая трансформатором, должна быть равна
п
&Р = — Wn.
R
§ 38. ТРАНСФОРМАТОР-АККУМУЛЯТОР
Трансформатор-аккумулятор, как следует из названия, не
только преобразует электрическую энергию, но также выполняет
функцию накопителя энергии. Вопросы накопления энергии и
переходные процессы, возникающие
при разрядке аккумулятора, на сва-
рочную цепь контактной машины
рассмотрены выше.
Трансформатор-аккумулятор за-
частую выполняют так же, как обыч-
ный трансформатор для контактной
сварки. Разница заключается только
в том, что средний стержень магнит-
ной системы имеет воздушный зазор.
Вторичные витки состоят из несколь-
ких массивных секций, концы кото-
рых впаивают в башмаки. Магнит-
ное поле такого трансформатора пе-
ред разрядкой показано на рис. 9.8. Крайние секции вторичного
витка сцеплены с большим магнитным потоком (Ф[ + Ф2), сред-
ние — с меньшим (Ф\). Поток рассеяния Ф? увеличивает энергию,
накопленную в аккумуляторе. Поэтому можно было бы предпо-
лагать, что потоки рассеяния оказывают положительное влияние
на основные энергетические показатели аккумулятора. Однако
анализ процесса разрядки не подтверждает этого предположения.
Т рансфор матор- аккумулятор
369
Опуская вычисления, приведем выражение для пика вторичного
тока, полученное для случая, когда /2о = 0:
где Л1* — взаимная индуктивность между первичной обмоткой
и средней секцией вторичного витка, сцепленной с
наименьшим магнитным потоком Ф\\
L\ — индуктивность этой секции.
Таким образом, пик вторичного тока определяется магнитным
потоком Ф), сцепленным со всеми секциями вторичного витка,
°) б)
Рис. 9.9. Трансформаторы с несколькими воздушными
зазорами в магнитной системе:
а — цилиндрические обмотки; б — дисковые
и не зависит от потока рассеяния Ф2. Потоки рассеяния во время
разрядки демпфируются токами, замыкающимися внутри вто-
ричного витка, и их энергия бесполезно теряется. Отрицательная
роль потоков рассеяния состоит также в том, что они увеличи-
вают степень насыщения ярма со всеми вытекающими отсюда
последствиями.
Исходя из сказанного, ясно, что аккумуляторы целесообразно
выполнять так, чтобы все секции вторичного витка сцеплялись
с одним н тем же потоком. К этому идеальному случаю можно
приблизиться, если заменить один воздушный зазор нескольки-
ми, равномерно распределенными по высоте среднего стержня
магнитной системы (рис. 9.9).
Как было показано выше, в правильно рассчитанном транс-
форматоре-аккумуляторе магнитная система не должна быть
насыщенной. Поэтому трансформатор-аккумулятор можно рас-
сматривать как аппарат с линейными характеристиками. При
chipmaker.ru
370 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
расчете параметров схемы замещения целесообразно применить
методику расчета, разработанную применительно к дросселю
с воздушным зазором в магнитной системе [96]. При этом транс-
форматор-аккумулятор может быть представлен в виде трехобмо-
точного трансформатора с замкнутой магнитной цепью. Третья
обмотка (фиктивная) имеет беско-
? а нечно малый радиальный размер, ее
rS/ высота равна воздушному зазору.
Активное сопротивление этой обмот-
। ки Равно нулю. Обмотка нагружена
v ? "" на индуктивность
Д- К>9
I_______ Г Lt = p*S,
0----------4-------—0 о
Рис. 9.10. Схема замещения где S — площадь поперечного сече-
трехобмоточного трансфер- НИЯ’
матора 6 — воздушный зазор.
Индуктивности, входящие в схе-
му замещения, вычисляются через индуктивности короткого за-
мыкания отдельных пар обмоток следующим образом (рис. 9.10):
Лг = (^12 Lls Ь23);
•^п = (-^12 + -^23 Мз);
III = "у" (^-13 ~Ь ^-23 ^-1г) •
Для определения L13 и £2.з следует разделить трансформатор
на ряд одинаковых в электромагнитном отношении элементов.
Каждый элемент содержит половину воздушного зазора
(рис. 9.11). Принимая границы раздела за идеальные ферромаг-
нитные поверхности, т. е. используя в конечном счете метод зер-
кальных отображений, можно определить индуктивности рассея-
ния элемента. Для цилиндрических обмоток (рис. 9.11, а) при
::'2 = 1
Трансформатор-аккумулятор
371
где /СР1,, и 1сряз - средние длины витков, соответствующих
индексам пар обмоток;
1срг — средняя длина витка фиктивной обмотки,
обозначенной цифрой 3 (рис. 9.11);
--функция, определяемая по графику
(рис. 9.12);
п — количество элементов.
Рис. 9.11. Расчетные схемы:
а — цилиндрические обмотки; б — дисковые
Сопротивления 7?i и 7?п (см. рис. 9.10) соответствуют сопро-
тивлению первичной обмотки, приведенному ко вторичной цепи,
и сопротивлению вторичного
витка.
Для дисковых обмоток
(см. рис. 9.11, б) вычисления
несколько сложнее, но в
принципе остаются такими
же. Для вычислений индук-
тивности L13 и £гз целесооб-
разно использовать формулы
Е. Г. Марквардта для ци-
линдрических несимметрич-
ных обмоток [76].
Определив параметры
схемы замещения, легко най-
ти индуктивности первичной
и вторичной цепей L\ и L?,
а также и взаимную индук-
тивность между ними (см.
рис. 7.31):
7-х = [£, Lin 4- Lq];
•^2 = ^-н + + LK,
А4 — it’x (7-ш 4 ^-б) •
chipmaker.ru
372 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
§ 39. ДОБАВОЧНЫЕ ПОТЕРИ В ОБМОТКАХ
ИМПУЛЬСНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Контактная сварка методом сопротивления в ряде устройств
производится импульсом тока относительно малой длительности,
получаемым либо путем разрядки накопительных устройств, либо
путем кратковременного включения сварочной машины непосред-
ственно в сеть переменного тока. Чтобы правильно выбрать кон-
струкцию обмоток сварочного трансформатора, работающего
в импульсном режиме, необходимо иметь возможность при по-
мощи расчета определять добавочные потери в проводниках при
непериодических токах. Насколько нам известно, в литературе
нет достаточных сведений по этому вопросу.
Опубликованные работы о поверхностном эффекте при непе-
риодических токах касаются уединенных прямолинейных провод-
ников кругового поперечного сечения [29]. В книге [40] рассмот-
рено распространение плоской электромагнитной волны в прово-
дящей среде и получено выражение для глубины проникновения
прямоугольного импульса тока. Это выражение используется при
расчетах радиолокационных трансформаторов. Применительно
к сварочным трансформаторам оно может быть использовано
лишь в редких случаях, поскольку импульсы сварочного тока
имеют более сложную форму, а размеры проводников соизмери-
мы с глубиной проникновения плоской электромагнитной волны.
Ниже описывается способ упрощенного расчета добавочных по-
терь в обмотках трансформаторов при непериодических токах,
основанный на применении интеграла Фурье.
Допустим, что намагничивающая составляющая первичного
тока ничтожно мала, тогда потери энергии в обмотках трансфор-
матора можно выразить следующим образом:
Д1Г = i (0 иа (0 dt, (9.8)
где /(/)—ток;
«а(0—падение напряжения на активном сопротивлении ко-
роткого замыкания трансформатора.
Используем соотношение [129]:
со ОО
f fl (0 f2 (t) dt = -^-\f1 (co) f2 (- co) dco, (9.9)
J 31 J
—оо 0
где /i(co) и Д(ш)—спектральные плотности функций fi(t) и
Допустим, что /ДО = с(0 и f2(0 = «в(0> и из выражений (9.8)
и (9.9) получим
1 00
AW7 = — | i (со) и„ (— со) du.
11 о
Добавочные потери в обмотках импульсных трансформаторов
373
Так как иа(—со) = /(—со)/?(со), то
AW = — 1 | г (со) |2 R (со) с/со,
л о
где | I(со) |2 — квадрат модуля спектральной плотности тока;
/?(со) -—активное сопротивление короткого замыкания-—
функция круговой частоты со.
Если бы явление неравномерного распределения токов в про-
водниках обмоток не имело места, то
Д№0 = J-/?(0) [ | i (со)|2 dco =
Я(0) fi2(/)A.
о
Следовательно, коэффициент потерь
i\W
AFT
71 -с м2 ,
Я 00
)’ z2 (/) dt
(9.10)
При расчетах добавочных потерь в симметричных обмотках,
как цилиндрических, так и дисковых, применяется известная
формула Эмде. При этом элементы обмоток рассматриваются как
проводники, находящиеся в пазу электрической машины. Выше
было показано, что эта формула пригодна для расчетов потерь
в несимметричных дисковых обмотках.
В связи с этим при вычислении потерь при непериодических
токах представляется целесообразным прибегнуть к формуле для
периодических токов:
^- = <р(Р) + Дф(Р),
(9.Н)
где /?(«) и R(0) - активные сопротивления проводников, находя-
щихся в р-м слое (см. рис. 8.21) при круговой частоте ю и
w = 0;
2р а'
<₽(Р) = Р
sli 2Р sin 2P
ch 2p — cos 2₽
Ф(Р) = 2р
sh p — sin p .
ch p -|- cos P ’
A = -^-cos y,
chipmaker.ru
374
Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
где 1Р — полный ток р-го слоя;
1и — полный ток в объеме между дном паза и р-м слоем;
у — угол сдвига фаз между токами /р п 1и;
q и ЬР — поперечные размеры проводников;
а' — ширина паза при расчете трансформаторов — приве-
денная длина магнитной линии поля рассеяния (высота
обмотки, деленная на коэффициент Роговского).
Для того чтобы по возможности упростить вычисления по
формуле (9.10), целесообразно аппроксимировать функции <р(р)
и ф(р) следующим образом:
Ф(Р)
<Р (₽)
—/г4со2
4
— 4
2k V со........<7 со < со.
(9.12)
(9.13)
Р ___ ь т f Но
уг р |/ 2Р щ
Совершенно аналогично можно аппроксимировать зависимо-
сти активного сопротивления вторичных выводов от частоты
(см. § 33):
Я (и)
R(0)
(9-14)
k' = 0,447/г |/ -у 7-;
R (0) 1,03 sin — .---------------—
с (а')2 2/1 ла
1 2h
Размеры /1, с, т, а и а' показаны на-рис. 8.14. Как видно из
рис. 9.13 и 9.14, приближенные значения функций достаточно
близки к действительным.
Приведем результаты вычислений коэффициентов потерь для
нескольких случаев, имеющих практическое значение. Расчеты
Добавочные потери в обмотках импульсных трансформаторов
375
проводились в предположении, что отношение токов А, стоящее
перед вторым членом суммы (9.11), не является функцией ча-
стоты, a cosy равен +1 или —1. Такое предположение соответ-
ствует действительности при симметричных обмотках. При несим-
метричных дисковых обмотках распределение токов в секциях
вторичного витка зависит от частоты (преимущественно в обла-
сти низких частот). Если при расчете добавочных потерь опреде-
лять токи в секциях вторичного
витка, пренебрегая их актив-
ным сопротивлением, исполь-
зование приведенных ниже дан-
ных должно дать результаты
несколько большие действи-
Рис. 9.14. Зависимость ак-
тивного сопротивления вы-
водов одной секции от
при а' = а; с = 1 см; h —
= а4- 1,5 см (сплошные ли-
нии); то же, в соответствии
с аппроксимацией (пунктир-
ные линии)
Рис. 9.13. функции <р(Р) и
if (Р) (сплошные пинии) и
приближенные значения
этих функций (пунктирные
линии) в соответствии с при-
нятой аппроксимацией
тельных. Погрешность расчета будет тем меньше, чем короче
импульсы трансформируемого тока.
Пример 1.
i = Ime~at.
Спектральная плотность тока
Г((О) =
Квадрат модуля этой функции
а -ф- /о
|i(to)P =
а2 + С)2
chipmaker.ru
376 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
По формулам (9.10) и (9.11) находим
k2
krr =
I e~'atdt
о
4
kz
dco
а2-|-со2
kz
ArWdco
а2 + 0)2
4
А2
После интегрирования и преобразования получаем
kn = + ^,гПЪ
k ]/r<Ddw
rz2 -I- rn2
(9.15)
о
1
о
? 2k (мк&
2£ f 1 1
kn*~ я | tg +
1 Г 1 + + £2 V2C 1)
я 4- 0,5 it T -- * — arete ; (9 16)
r L 1— V2?4-£2 t,2 — IJJ 7
£2 ( t2 4
^ = vl2“Tarc,gV +
4 Г 4 + 2 /2£ + £2 2 /2? 1 )
+w Ln + °'5 ln 4~ 2 /¥+ V - arctgT^rJ}; (917>
£ = = . (9.18)
V 2p a
Для облегчения вычислений функции kncf и представлены на рис. 9.15
в виде графиков.
Пример 2.
1 = С(е~а-‘~еа^.
Этот случай соответствует апериодическому разряду конденсаторной бата-
реи на сварочную машину. Спектральная плотность тока
i (со) = С (---------------—----------------
\ «! + /® а2 4- /ш
После соответствующих вычислений получается следующее выражение для
коэффициента потерь;
kn = kn (?2)------ kn ; (9.19)
CCj 0^2 C4j — СС2
^ = bp
Иоа1
2р
а'
f I 1 / ?л'
ру 2р ' а' '
где fen(£i), kni^z)—коэффициенты потерь, определяемые по формуле (9.15)
соответственно для £ = t; и £ = £2.
Добавочные потери в обмотках импульсных трансформаторов 377
Пользуясь выражением (9.19), нетрудно установить, что крутизна перед-
него фронта волны тока оказывает большое влияние на добавочные потери.
Например, если Т = 4 при «2 = ооц/„ = 0. kn = kri.f = 1,21, то при а2 =
= 10а, *77 = 1,02.
Рис. 9.15. Зависимости
kn-f и от » для им~
. —at
пульса тока i = 1„,е
Таким образом, сравнительно неболь-
шое сглаживание переднего фронта вол-
ны тока (рис. 9.16) в 10 раз снижает до-
бавочные потери. Чтобы избежать боль-
шой ошибки при аппроксимировании кри-
вых токов, необходимо учитывать эту
особенность.
Пример 3.
i = Ce~bt sin
Рис. 9.16. Зависимости i — flat)
при a2 = oo и a2 = 10a,
chipmaker.ru
378 Особенности расчета некоторых специальных трансформаторов
b
(9.15). Входящие в нее коэффициенты kn^ и /г//г. представлены на рис. 9.17
в функции безразмерных величин:
4-------------
г (<£>')2 + Ь2 И 7 =_______________
’ ' ' А V (<о')2 + ь2
Ь = k
Рис. 9.18. Зависимость
от £ Для импуль-
са тока i — l,„ sin (t>tt
(О < (t>it < я)—(1)
и переменного тока
(2)
Как видно из рис. 9.17. коэффициент потерь
наибольший при незатухающих колебаниях / = О
и наименьший при ы' = 0 (/ = Г).
Пример 4.
i — Im sin а»!/ (0 < (Hit < л).
В первом приближении рассматриваемый слу-
чаи может быть использован для оценки добавоч-
ных потерь при включении в сеть сварочной ма-
шины с помощью синхронного прерывателя на
время, равное или меньшее половины периода пе-
ременного тока.
На рис. 9.18 сплошной линией показана зависи-
мость k п^ = где £ = fe У toT; пунктирной ли-
нией показана зависимость <p(t) = (Р) для пере-
менного тока. При ij = р 2 пунктирная линия
достаточно близка к сплошной. Поскольку обычно
£ < 2, расчет добавочных потерь можно вести по
формуле переменного тока, полагая «и = w.
Выражение для сопротивления вторичных выводов (9.14) аппроксимируется
подобно функции ср(Р). Поэтому коэффициент потерь для выводов может быть
определен по приведенным выше формулам и кривым для kn;f. При этом сле-
дует оперировать коэффициентом k' вместо k.
РАЗДЕЛ
СВАРКА
ТОКАМИ
ВЫСОКОЙ
ЧАСТОТЫ
chipmaker.ru
Г л а в a 10
ПАРАМЕТРЫ СВАРОЧНЫХ ЦЕПЕЙ
СУЩЕСТВУЮТ две основные разновидности сварки,
^при которых используется нагрев токами высокой ча-
стоты. Первая разновидность характерна тем, что токи высокой
частоты нагревают сравнительно большой объем металла. При
этом торцы свариваемых деталей сомкнуты и находятся под дав-
лением. Этой разновидности свойственны все особенности прессо-
вой сварки. В отличие от контактной сварки оплавлением наи-
более нагретая часть металла в значительной мере находится вне
зоны сварки. Особенность второй разновидности состоит в том,
что токи высокой частоты создают очаги нагрева наибольшей
интенсивности, непосредственно в зоне сварки. Для того чтобы
получить необходимое для такого нагрева деталей распределение
токов, используется эффект близости. В процессе нагрева свари-
ваемые детали разведены, сварное соединение образуется после
нагрева деталей в результате их сдавливания — осадки
В связи с тем, что при сварке с использованием эффекта бли-
зости применяются большей частью токи радиочастотного диа-
пазона, этот способ сварки называют радиочастотной сваркой.
Ниже рассматриваются оба способа сварки и некоторые особен-
ности электротехнического оборудования, применяемого для этой
цели. Оборудование, специфичное для высокочастотных электро-
термических установок (генераторы и трансформаторы), описано
в специальной литературе, достаточно обширной и общеизве-
стной.
§ 40. ПРЕССОВАЯ СВАРКА
Прессовая сварка, называемая иногда индукционной, исполь-
зуется преимущественно для стыковых соединений. Простейшая
схема осуществления сварки таким способом показана на
рис. 10.1. Свариваемые детали устанавливаются в зажимных
устройствах пресса 1 и сдавливаются. Нагрев осуществляется
с помощью индуктора 2, повторяющего форму поперечного сече-
382
Параметры сварочных цепей
ния деталей 3 и находящегося над местом соединения. Наведен-
ные токи протекают в основном в заштрихованных зонах 4. Глу-
бина проникновения тока в металл
Г оур
где о) — круговая частота;
у — проводимость;
ц — магнитная проницаемость.
Для высокой эффективности нагрева деталей глубина про-
никновения тока как при холодных деталях, так и при горячих
должна быть меньше поперечных размеров деталей. При этом
глубинные объемы металла нагреваются главным образом за
счет теплопроводности. Частоту тока и время нагрева деталей
Рис. 10.1. Схема прессовой сварки
с использованием нагрева токами
высокой частоты
Рис. 10.2. Разрезанный
стык трубы, сваренный
при индукционном на-
греве
следует выбирать так, чтобы неравномерность распределения тем-
ператур в месте соединения деталей была незначительной. Для
массивных деталей выполнение этого условия встречает затруд-
нение.
Особенно заманчиво применение этого способа для стыковой
сварки труб. В отличие от стыковой сварки оплавлением при
прессовой сварке нагретый металл выдавливается наружу
(рис. 10.2) и проходное сечение грубы в месте сварки не сокра-
щается. Для сварки стальных труб с отношением внутреннего
диаметра к внешнему не менее 0,8 рекомендуются следующие
частоты тока, при которых нагрев стенок в достаточной мере рав-
номерен [27]:
Диаметр в .и.и........... 10—16 16—42 42—80 Более 100
Частота в гц................ 70000 800'4 2500 1000
Прессовая стыковая сварка по схеме на рис. 10.1 деталей со
сплошным поперечным сечением и труб практически не нашла
распространения из-за нестабильного качества сварных соединс-
Прессовая сварка
383
ний. Успехи в области прессовой сварки сталей [114] и цветных
металлов [136], достигнутые благодаря совершенствованию схе-
мы пластического деформирования металла, позволяют рассчи-
тывать на возможность получения сварных соединений более вы-
сокого качества.
Не исключен эффективный нагрев металла токами высокой
частоты для подготовительной операции перед сваркой непрерыв-
ным оплавлением. При этом резко сокращаются потери металла
на оплавление и при рациональной конструкции устройства для
высокочастотного нагрева возможна некоторая экономия элек-
трической энергии. При подогреве торцов заготовок до 1100—
1200° С качественные сварные соединения из углеродистой стали
Рис. 10.3. Схема сварки продольных швов
труб при индукционном нагреве:
I — индуктор; 2 — трубная заготовка; 3 —
ролик обжимной клети
Рис. 10.4. Расчетная схема.
получаются при чрезвычайно малых припусках на оплавление и
удельных давлениях осадки, характерных для стыковой сварки
оплавлением.
Применение защитных и особенно восстановительных средств
дает значительный эффект при стыковой сварке труб [19]. Ста-
бильность качества соединений резко повышается. Дальнейшее
совершенствование оборудования и способов защиты металла
в зоне сварки позволит, по-видимому, применить в дальнейшем
прессовую сварку с нагревом т. в. ч. для соединения труб раз-
личного назначения.
Одна из модификаций прессовой сварки с нагревом металла
т. в. ч. нашла заметное распространение в производстве труб
из углеродистой стали (рис. 10.3). Сформированная из ленты
заготовка нагревается в зоне стыка с помощью индуктора с же-
лезным сердечником, и затем нагретый металл осаживается об-
жимными валками. В принципе процесс сварки аналогичен из-
вестному способу печной сварки труб. Разница состоит только
в том, что при печной сварке трубная заготовка нагревается пол-
ностью и время нагрева ее в печи превышает время нагрева ин-
дуктором. Благодаря этим особенностям создаются более благо-
приятные условия для деформирования металла в зоне сварки
при меньшей окисленности свариваемых поверхностей. Качество
швов получается значительно более высоким, чем при печной
chipmaker.ru
384
Параметры сварочных цепей
сварке, и несколько превосходит качество швов, получаемых при
контактной шовно-стыковой сварке сопротивлением.
Анализ электромагнитных процессов в трубной заготовке, вы-
полненный для идеализированного случая (расстояние между
индуктором и заготовкой равно нулю, электропроводность и маг-
нитная проницаемость металла не зависят от температуры), при-
водит в частном случае при а = b (рис. 10.4) к следующему’ вы-
ражению для активной мощности в объеме металла V = nW [27]:
Р = /2 .L р(±
yab \ Д
где 1 — ток, протекающий через индуктор;
I — длина индуктора;
F — функция отношения толщины стенки к глубине проник-
новения тока, показанная на рис. 10.5 (кривая 2).
Рис. 10.6. Условный к п. д.
b
нагрева в функции ~~
Отношение ц энергии, выделенной в объеме V, к полной энец-
гии, поглощаемой трубной заготовкой, в зависимости от при-
ведено на рис. 10.6.
При сварке углеродистых сталей металл, расположенный под
индуктором, в начальной стадии находится в ферромагнитном
состоянии, а затем при нагреве до температуры магнитных пре-
вращений теряет свои ферромагнитные свойства. При больших
магнитных проницаемостях функция F находится в области, огра-
ниченной кривыми 1 и 2 на рис. 10.5. Глубина проникновения тока
для ферромагнитных материалов определяется как функция на-
пряженности магнитного поля на поверхности металла [27, 119].
В связи с тем, что по мере нагрева электрические, магнитные
и тептовые свойства металла непрерывно изменяются, при опре-
Прессовая сварка
385
делении мощности зону сварки следует разделять на ряд участ-
ков. В пределах каждого участка с заданным диапазоном изме-
нения температуры от 7\ до Г2 все физические свойства мате-
риала усредняются. Без учета потерь энергии, исходя из принятой
разности температур на границах участка, определяется прира-
щение теплосодержания металла за время пребывания его как
на п-м участке
Сп (^2 ^1)'
где сп — удельная объемная теплоемкость, соответствующая
средней температуре n-го участка.
В единицу времени через участок проходит объем металла,
равный abv. Следовательно, мощность развиваемая индуктором
на п-м участке, должна быть
Р„ = cnabv(T.2 — 7\).
С др\гой стороны, в соответствии с приведенной выше фор-
мулой
Р„ = Z2 f( —
y„ab \ Д„
Приравнивая выражение для мощности, находим длину
п-го участка:
। сп (7\ — 7\) (аЬ)2ууп
\ Д„ /
Полная длина индуктора I = 1/и.
Активное сопротивление зоны нагрева
yi Рп
р __ ’In
7Г—
По данным ВНИИТВЧ, для сварки труб из углеродистых ста-
лей рекомендуются следующие частоты:
Частота в гц......- • ... 8000 2500 1000
Толщина стенки в .ii.ii . 1—4 3—7 5—10
При указанных частотах отношение толщины стенки к глу-
бине проникновения тока в сталь, нагретую свыше точки магнит-
ных превращений, составляет 0,18—0,8. Расчет индуктора описан
в работе [119].
chipmaker.ru
386
Параметры сварочных цепей
§ 41. СВАРКА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЭФФЕКТА БЛИЗОСТИ —
РАДИОЧАСТОТНАЯ СВАРКА
Простейшая схема стыковой сварки с использованием эффек-
та близости показана на рис. 10.7. К двум подлежащим сварке
пластинам подводится напряжение от источника энергии высо-
Рис. 10.7. Схемы стыковой свар-
ки с использованием эффекта
близости
идеальном случае получается
кой частоты. С противоположной
стороны пластины соединяются
перемычкой, через которую за-
мыкается цепь тока. Распределе-
ние тока соответствует миниму-
му полного сопротивления пла-
стин. Поэтому ток стягивается
к противолежащим кромкам.
Этот эффект стягивания тока —
эффект близости — проявляется
в наибольшей мере в том случае,
когда к свариваемым деталям
примыкают идеальные ферро-
магнитные тела, обладающие
бесконечно большой магнитной
проницаемостью (ц = оо) и бес-
конечно малой проводимостью
(V = 0).
Электромагнитное поле в этом
плоскопараллельным. Плотность
тока зависит только от координаты х, ее действующее значение
6 = 60/ д
где
бо = -^;
dxA
Л — глубина проникновения;
— толщина пластин.
Векторы напряженности магнитного поля и магнитной индук-
ции имеют составляющие только по оси у.
Активное сопротивление одной пластины шириной I
I
Внутреннее реактивное сопротивление пластины хв, т. е. со-
противление, обусловленное магнитным потоком в металле, рав-
но активному сопротивлению Ra. Внешнее реактивное сопротив-
Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная сварка 387
ление, обусловленное магнитным потоком между свариваемыми
пластинами:
d2l
хн = у-.
Ф
Полное сопротивление
г = Р-тг + ф-Д-+Мо®-у- .
Для ферромагнитных материалов, находящихся при темпе-
ратурах ниже точки магнитного превращения,
Да= 1,33р——,
хв = 0,98р —-—,
z = 1,33 -±- + / о,98р —i- + РоШ .
L dy\3 Ф J
В последних выражениях Дэ вычисляется по магнитной про
ницаемости на поверхности металла при напряженности Н =
=-----[П9]. В реальных установ-
ит
ках невозможно расположить
ферромагнитные сердечники в
непосредственной близости к
свариваемым пластинам. Если
расстояния d3 и J4 (рис. 10.8) не-
велики по сравнению с толщиной
пластин, то поле в зоне сварки
можно считать в первом прибли-
Рис. 10.8. Зона сварки (основ-
ные геометрические размеры)
жении плоскопараллельным и
глубину проникновения тока определять по формуле
Д1
Однако большей частью d3 и d4 вполне соизмеримы с толщи-
ной пластин d], а иногда установить сердечник с той или иной
стороны вообще не представляется возможным.
Экспериментальное изучение распределения тока в кромках
позволило получить основные электромагнитные параметры
кромок при различных расстояниях d2, d3, d4. Полученные зна-
чения параметров сопоставляли с аналогичными величинами
для предельного случая d3 = d4 = 0, в результате чего были
определены коэффициенты kz, kn, kx, и k^, представляющие
собой отношение соответствующих индексам действительных ве-
chipmaker.ru
388
Параметры сварочных цепей
личин к тем же величинам в предельном случае. Между коэф-
фициентами можно установить следующие соотношения'
k} — k^ks, ‘2k z = kx -j- k^
Первое соотношение не является строгим, так как оно выве-
дено в предположении экспоненциального распределения тока
в металле. Таким образом, из пяти коэффициентов достаточно
определить три, а остальные могут быть вычислены. Зависимо-
сти kz, kj и kR от и представлены на рис. 10.9.
Электромагнитные параметры могут быть найдены по форму-
лам, приведенным в табл. 10.1.
Расчеты параметров сварочной цепи осложняются тем, что
проводимость у и магнитная проницаемость ц являются функ-
циями температуры металла. Поэтому в расчетах приходится
использовать осредненные для выбранного диапазона темпера-
тур величины и совмещать электромагнитный расчет с тепло-
вым. Подробнее этот вопрос рассмотрен в специальных
Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная сварка 389
пособиях по нагреву металлов токами высокой частоты.
Одна из разновидностей описанного способа стыковой свар-
ки получила широкое распространение в производстве труб.
Трубная заготовка, сформированная из ленты, непрерывно по-
ступает в сварочное устройство. Устройство состоит из двух
скользящих по трубной заготовке токоподводов и роликовой об-
жимной клети. От токоподводов ток расходится в двух направ-
лениях (рис. 10.10). Часть тока 1 замыкается по контуру, обла-
дающему наименьшим реактивным сопротивлением. Этот
chipmaker.ru
390 Параметры сварочных цепей
Таблица 10.1
Параметр Предельное значение (при d9~d4 — 0) Действительное значение
Ток, 1 —7=- У 2 о г ГЦ
Активное сопротивле- ние, Ra 1 21 1 21
? Adj * У Ad,
Внутреннее индуктив- ное сопротивление, хв 1 21 Т Adj —
Внешнее индуктивное сопротивление, хн d2Z Но® ~ di —
Индуктивное сопротив- ление, х = хе + хн —2£_Л+АЛ 1 21 Av Y Adi
Полное сопротивление зоны сварки, z 21 1 21 r- kz Г 2 T Adt
X]/1+('+v)’
Внутреннее магнитное сопротивление зоны свар ки, гм.„ coydjA 2 V21 —
Внешнее магнитное со- противление зоны сварки, 2гл н di —
Полное магнитное со- противление зоны сварки, гм ay&.dt 1 ЫуДс?! k„ 2 V21
2«|/1 + (1 + ^-)2
Глубина проникновения тока, Д 1 / —~— Д
Сдвиг фаз между током и магнитным потоком, 1 arctg G«2 *+т I kR arcsin — /2 kx
Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная сварка 391
контур образуют кромки трубной заготовки, смыкающиеся вблизи
обжимной клети. Вследствие эффекта близости на обращенных
друг к другу кромках плотность тока оказывается наибольшей.
Другая часть тока 2 замыкается по трубе, преимущественно по
внутренней ее поверхности. Реактивное сопротивление шунти-
рующей цепи значительно больше, чем основной. Тем не менее
приходится принимать меры для уменьшения шунтирования пу-
тем введения внутрь трубной заготовки сердечника из ферро-
магнитного материала. При высоких частотах, применяемых
для сварки, сердечник обычно изготовляют из ферритов.
Роль сердечника сводится не только к снижению шунтирую-
щих токов. Он позволяет также в значительной мере (см.
рис. 10.9) уменьшить глубину про-
никновения тока в кромку заготов-
ки, благодаря чему повышается эф-
фективность нагрева. Расчет сопро-
тивления сварочной цепи с учетом
шунтирующей цепи рассмотрен
Ю. Н. Скачко [115]. Если сердечник
не насыщается во время работы и
длина его достаточна, при ориен-
тировочных расчетах с влиянием
шунтирующих токов можно не счи-
Рис. 10.10. Схема распреде-
ления тока в трубной заго-
товке
таться.
Для определения сопротивления
зоны сварки ее следует разделить
на несколько участков с заданными
интервалами температур. В пре-
делах участка представляется возможным расчет по усреднен-
ным значениям величин, характеризующих физические свойства
материала. Для каждого участка с помощью данных, приведен-
ных на рис. 10,9 могут быть найдены коэффициенты kj, kR и
kz, а затем определены значения Лд и kx. После этого могут
быть найдены все электрические величины и мощность, прихо-
дящаяся на единицу длины участка. Определение длины уча-
стка должно быть связано с тепловым расчетом.
Полный магнитный поток, сцепленный с трубной заготовкой:
где — == —-----комплексная магнитная проводимость,
гм zml
представляющая собой сумму магнитных проводимо-
стей участков.
chipmaker.ru
392
Параметры сварочных цепей
Электрическое и магнитное сопротивления связаны соотно-
шением [119]:
1
Zi = /со----.
zMi
Напряжение, приложенное к кромкам трубной заготовки:
= I V Z; = /юФ
Рис. ЮЛ. Схема сварки
продольных швов труб с ин-
дуктором
Кроме устройств с контактным подводом тока, широкое рас-
пространение получили
ИН-
ИЗ
на
ин-
за-
ин-
тока
Рис. 10.12. Плотности
в трубной заготовке:
а — на поверхности свариваемых
кромок; б — на внешней поверхно-
сти трубной заготовки (под индук-
тором)
устройства, обеспечивающие передачу
энергии в трубную заготовку
дукционным методом. Одно
таких устройств показано
рис. 10.11. Цилиндрический
дуктор 1 охватывает трубную
готовку 2. В данном случае
дуктор и трубную заготовку
можно рассматривать как свое-
образный трансформатор, в ко-
тором роль вторичной обмотки
играет заготовка. Вследствие
эффекта близости наведенный в
трубной заготовке ток под ин-
дуктором распределяется отно-
сительно равномерно. Этот ток
так же, как и в рассмотренном
выше случае, разделяется на две
части. Первая замыкается по ос-
новной цепи, образованной кром-
ками трубной заготовки до точки
их схождения, а вторая распределяется по внутренней поверх-
ности трубной заготовки.
Если сердечник 3 не насыщен и имеет достаточно большую
длину, то шунтирующей составляющей тока можно пренебречь
Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная сварка 393
по крайней мере для ориентировочной оценки параметров сва-
рочной цепи. Распределение плотностей тока в трубной заготов-
ке может быть принято таким, как показано на рис. 10.12. Ток,
протекающий по кромкам заготовки, имеет только одну осевую
составляющую, а ток, протекающий непосредственно под индук-
тором,— одну тангенциальную составляющую.
Ток в кромках под индуктором в функции координаты Z(0 <
< Z < Iu-hci) изменяется по линейному закону
I(Z);-I X-,
1инд
где 1ино — осевой размер индуктора.
Мощность в элементе длины трубной заготовки длиной dZ
/ 7 \2 2A:pdZ
t/p = (/_£_ «----
\ ^инд / Acfj-y
Полная мощность на участке 0 Z 1инд
‘иСд / Z \2 2k „dZ k„l,
Р — \ ! I ) R — 2I2 R
J \ Iинд J Ayd,
i lинд v «
где lg —--------эквивалентный линейный размер, соответст-
вующий точечному подводу тока к кромкам
трубной заготовки (см. рис. (0.12).
Сопротивление кромок на длине I может быть найдено точно
так же, как при контактном подводе тока. Часть трубной заго-
товки, находящуюся под индуктором, и индуктор можно рас-
сматривать как обмотки трансформатора. Сопротивление ко-
роткого замыкания такого трансформатора, приведенное ко вто-
ричной его цепи:
0 1 Л /С. I Л
+ /) ( Рт 7 ~ I* Рса
\ &т<-инд
инд
butli)wh
+ / “Мо
4
п2 ______ п2
в инд нт
^инд
где A,n, AUHl) — глубины проникновения тока в наружную стенку
трубчатой заготовки и в индуктор;
D-нт — наружный диаметр трубной заготовки;
De инд — внутренний диаметр индуктора;
щ — число витков индуктора;
h— размер провода в направлении оси трубной за-
готовки;
p»i, реи — удельные сопротивления металлов, из которых
выполнены трубная заготовка и индуктор.
chipmaker.ru
394
Параметры сварочных цепей
Выражение для сопротивления Zm~UHg справедливо для тех
случаев, когда глубина проникновения тока в трубную заготов-
ку Дт значительно меньше толщины заготовки. Для заготовок
из ферромагнитных материалов
z„d Рт (1,33 + /0,98) + (1 + /) +
•±эт*инд
I i 51 гм. инт
4- ] — <о|ло--------------.
4 1инд
Эквивалентная глубина проникновения тока в заготовку
определяется по магнитной проницаемости на поверхности заго-
товки, являющейся функцией напряженности поля:
~ 1 = IuncfS>
1цнд
Индукционная передача энергии в трубную заготовку свя-
зана с дополнительными потерями энергии как в самой заготов-
ке, так и в индукторе. С этой точки зрения способ контактного
подвода тока к кромкам заготовки следует считать предпочти-
тельным. Однако контактный подвод тока предъявляет повы-
шенные требования к состоянию поверхностей заготовок. Огра-
ничен и срок службы контактов. Даже при удовлетворительном
состоянии поверхностей заготовок и контактов на готовой трубе
по тем илн иным причинам остаются нежелательные следы —
цепочки мельчайших подплавлений. ’Значительно лучшая по-
верхность получается при подводе тока с помощью катящихся
роликов, подобно тому, как это делается при сварке сопротив-
лением токами промышленной или повышенной частоты. Ток
подводится к роликам от вращающегося трансформатора. Пре-
имущества контактного подвода тока в энергетическом отноше-
нии не слишком значительны. Потери в понижающем трансфор-
маторе и низковольтной цепи, соединяющей трансформатор с
контактным устройством, соизмеримы с потерями при индукци-
онной передаче энергии. Поэтому в подавляющем большинстве
случаев используются индукторные сварочные устройства.
Распространилось мнение, что устройства с цилиндрическим
индуктором (см. рис. 10.11) имеют ограниченные области при-
менения и их целесообразно использовать только при изготов-
лении труб относительно небольшого диаметра (до 100—200 мм).
С увеличением диаметра потери в заготовке будто бы становят-
ся чрезмерно большими. На самом деле это далеко не так. Эле-
ментарными расчетами можно показать, что к. п. д. индукцион-
ной передачи энергии остается неизменным, если отношение ----
Внт
и 1-~- сохраняются постоянными.
Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная сварка 395
При сварке труб больших диаметров, помимо схемы, пред-
ставленной на рис. 10.11, могут быть с большим эффектом при-
менены и другие схемы, отличающиеся меньшей длиной пути
тока по трубной заготовке. Одна из них показана на рис. 10.13, а.
В данном случае индуктор охватывает место сварки. Картина
распределения токов в заготовке показана на рис. 10.13, б. По-
скольку на пути тока находится воздушный зазор, образуемый
Рис. 10.13. Индуктор для сварки
труб больших диаметров
Рис. 10.14. Индуктор с концентра-
тором
сходящимися кромками, путь тока удлиняется. Ток протекает по
кромкам до точки их схождения. Вследствие эффекта близости
плотность тока на поверхности кромок получается максималь-
ной. Потери энергии в трубной заготовке зависят от отношения
средней длины линии тока от кромки до кромки I к ширине на-
стила тока Ь. Чем меньше это отношение, тем меньше потери
энергии.
Второй очаг нагрева трубной заготовки находится под левым
полюсом сердечника. Здесь также вследствие эффекта близости
наведенные токи стягиваются к кромкам и подогревают их.
С целью снижения реактивного сопротивления индуктора и
уменьшения степени насыщения сердечника потоками рассеяния
целесообразно экранировать магнитную систему медными водо-
охлаждаемыми кожухами, иногда называемыми концентратора-
ми. Экранирование особенно эффективно при расположении об-
мотки вдали от зоны нагрева (рис. 10.14).
Концентраторы не должны образовывать короткозамкнутых
витков. Следует иметь в виду, что по концентратору протекают
большие токи, равные в отдельных местах полному току основ-
ной обмотки. Чтобы потери в концентраторе были минимальны-
chipmaker.ru
396 Параметры сварочных цепей
ми, необходимо выполнять его из материала с высокой электри-
ческой проводимостью и обеспечить достаточно большое пере-
крытие кромок, по которым вследствие эффекта близости про-
текает наведенный ток.
Для интенсификации нагрева целесообразно с обратной сто-
роны заготовки располагать дополнительный сердечник. Индук-
торы описанного типа можно располагать внутри трубной заго-
товки.
Радиочастотная сварка имеет много общего со стыковой свар-
кой методом непрерывного сплавления. Выделение энергии со-
средоточено в объемах, непосредственно прилегающих к торцам
свариваемых деталей. Благодаря этому в процессе сварки дости-
жимо оплавление кромок. Установлено, что при непрерывной
сварке трубных заготовок можно получить продольное оплавле-
ние кромок и поперечное. Продольное оплавление возникает
вследствие перегрева металла кромок до температуры плавле-
ния и выше. Поперечное оплавление имеет периодический харак-
тер и по природе своей аналогично обычному оплавлению, наблю-
даемому при стыковой сварке токами промышленной частоты.
Оплавление кромок позволяет получить сварные соединения
высокого качества не только из легко свариваемых материалов,
но и таких как нержавеющая сталь, алюминиевые сплавы, ла-
тунь и пр.
ИЗМЕРЕНИЯ
chipmaker.ru
Глава 11
ИЗМЕРЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМА СВАРКИ
§ 42. ОСОБЕННОСТИ ИЗМЕРЕНИИ ПАРАМЕТРОВ
РЕЖИМА СВАРКИ
ДЛЯ ВОСПРОИЗВЕДЕНИЯ заранее выбранных режи-
мов сварки, а также для контроля работы сварочных
машин необходима соответствующая измерительная аппаратура,
позволяющая с достаточной точностью определять все основные
параметры режима сварки. Выпускаемые в настоящее время ма-
шины для контактной сварки, как правило, не снабжены ком-
плектами необходимой измерительной аппаратуры, и поэтому в
подавляющем большинстве случаев режимы сварки устанавли-
вают на глаз и в дальнейшем контролируют только по результа-
там периодических проверок соединений ультразвуком, рентге-
новским излучением пли разрушений образцов-свидетелей. Для
повышения культуры производства сварочных работ, безусловно,
необходимо встраивать в контактные машины, предназначенные
для изготовления ответственных сварных конструкций, комплек-
ты измерительной аппаратуры требуемого класса точности. При
таком условии окажется возможным соблюдение строгой техноло-
гической дисциплины — одной из основ современного производ-
ства.
Для измерения всех параметров режима сварки, как электри-
ческих, так и механических, может быть применена стандартная
измерительная аппаратура. Однако использование ее в условиях
производства сопряжено с трудностями. Поэтому, как будет по-
казано ниже, для контактных машин целесообразна разработка
специализированной аппаратуры с учетом специфических особен-
ностей условий измерения.
Основными параметрами режима точечной, роликовой и рель-
ефной сварки являются ток, усилие сжатия электродов и время
сварки. В зависимости от толщины свариваемых деталей и фак-
тических свойств материала режимы сварки изменяются в очень
широких пределах. Сварочный ток изменяется не только по вели-
Измерения параметров режима сварки
chipmaker.ru
400
чине, но и по форме импульса. Усилие сжатия электродов изме-
няется от десятков грамм при микросварке до сотен и десятков
сотен килограммов при сварке изделий больших толщин. Время
сварки может изменяться от миллисекунд до нескольких секунд.
Основной особенностью сварочных процессов является их крат-
ковременность, поэтому обычные стрелочные измерительные при-
боры, как правило, не могут быть использованы.
Требования, предъявляемые к точности измерений парамет-
ров сварки, зависят от степени влияния этих параметров на проч-
ность сварных соединений. В свою очередь, степень влияния
параметров режима сварки на прочность зависит от значений са-
мих параметров, толщины, свойств свариваемого металла и мно-
гих других факторов. С другой стороны, чрезмерное повышение
требований, предъявляемых к точности измерительных приборов,
приводит к значительному усложнению этих приборов, снижению
их надежности и повышению стоимости.
На основании исследовательских работ и производственного
опыта можно считать, что в большинстве сл\ чаев точность изме-
рения сварочного тока должна быть в пределах 3—4%, а точ-
ность измерения времени может быть несколько ниже (4—5%).
Величина усилия сжатия электродов в меньшей степени влияет
на прочность соединения, поэтому точность измерения усилия мо-
жет быть порядка 5—10%. Сварочный ток является одним из
основных параметров процесса сварки, а его величина в значи-
тельной степени определяет прочность соединения. Поэтому во-
просам измерения сварочного тока уделяется большое внимание.
При разработке аппаратуры для измерения сварочного тока
контактных машин возникает вопрос, какое значение тока (дей-
ствующее, амплитудное или среднее) должен измерять npiroop.
Существующие контактные машины значительно отличаются
дрхт от друга по форме импульса тока. Кроме того, на одной и
той же машине можно получить различные формы импульса
тока. Естественно, что технологический эффект действия тока в
этих случаях будет различен.
Наибольшее распространение получили контактные машины
переменного тока. На таких машинах сварка осуществляется се-
рией импульсов (полупериодов), чередующихся по полярности
(рис. 11.1, а). При использовании вентильных прерывателей по-
является возможность регулировать ток за счет изменения угла
включения вентилей. Форма импульса сварочного тока для такого
случая показана на рис. 11.1, б. Ток становится несинусоидаль-
ным. Применение фазового регулирования позволяет получать
модулированные импульсы сварочного тока с плавным нараста-
нием и спадом (рис. 11.1, в). В предельном случае сварка может
осуществляться одним полупериодом тока промышленной часто-
ты (рис. 11.1, г). Кривые тока низкочастотных машин
Особенности измерений параметров режима сварки
401
(рис. 11.1, д, е) имеют, как правило, притупленную форму. При
конденсаторной сварке (рис. 11.1, ж) пик тока резко выражен.
Такое разнообразие форм импульсов сварочного тока приво-
дит к необходимости определения наиболее характерного его зна-
чения. Проведенные исследования показали, что ни одно из об-
щепринятых значений тока (действующее, амплитудное, среднее)
не отражает в полной мере процесс сварки. Это объясняется
прежде всего тем, что процесс контактной сварки характеризуется
не только выделившимся теп-
лом, но и потерями тепла в
электроды и металл. Кроме
того, на процесс тепловыде-
ления влияет величина сопро-
тивления зоны сварки. А это
сопротивление изменяется в
процессе сварки и зависит от
формы импульса тока.
Таким образом, даже дей-
ствующее значение, отражаю-
щее тепловое действие тока,
не может полностью характе-
ризовать процесс сварки. Два
импульса тока, имеющие оди-
наковые действующие значе-
ния, но различные формы, мо-
гут вызвать различный нагрев
металла, что приведет к полу-
чению соединений с различны-
ми прочностными характери-
стиками. В общем случае толь-
ко закон изменения мгновенных
Рис. 11.1. Импульсы сварочного тока
значений тока может полностью
характеризовать процесс при прочих равных условиях. Измере-
ние и регистрацию мгновенных значений тока можно произво-
дить при помощи осциллографа. Однако это неудобно, особенно
в производственных условиях.
На основании анализа приближенного уравнения нагрева ме-
талла можно показать, что выбор того или иного значения тока
для оценки процесса сварки необходимо производить, исходя из
соотношения где /св— время сварки, а т — эквивалентная
т
тепловая постоянная времени зоны сварки. С достаточным при-
ближением можно утверждать, что если время сварки значитель-
но больше эквивалентной постоянной времени, то в качестве ха-
рактеристики режима по току необходимо принять амплитудное
значение импульса. Если же tce < т, то режим сварки можно
характеризовать эффективным значением тока. Эквивалентная
chipmaker.ru
402 Измерения параметров режима сварки
постоянная времени зависит от толщины и свойств металла, усло-
вий охлаждения и т. д. Эта постоянная времени может быть опре-
делена расчетным путем.
На основании проведенных расчетов и экспериментальных
данных приближенно можно считать, что при сварке нержавею-
щих и низкоуглеродистых сталей толщиной 0,1—0,2 мм и тоньше
эквивалентная тепловая постоянная времени зоны сварки значи-
тельно меньше времени сварки, поэтому процесс характеризуется
амплитудными значениями тока. С увеличением толщины метал-
ла постоянная времени растет быстрее, чем время сварки (для
общепринятых режимов), поэтому режим сварки характеризуется
эффективным значением тока. При сварке легких сплавов, имею-
щих высокую теплопроводность, режим сварки может характери-
зоваться амплитудным значением тока даже для толщин
0,4—0,5 мм.
В наиболее распространенном случае при сварке на однофаз-
ных машинах переменного тока без модуляции можно ограни-
читься измерением действующего значения тока в каком-либо
одном, заранее обусловленном полупериоде. Проще всего произ-
водить измерение и осуществлять «запоминание» результата из-
мерений последнего полупериода. В последнем полупериоде мень-
ше всего сказывается влияние случайных факторов (нестабиль-
ность переходных сопротивлений, нестационарные процессы при
использовании асинхронных контакторов и др.). Полученный та-
ким образом результат, строго говоря-, можно использовать при
настройке режима сварки на машинах, имеющих примерно такое
же сопротивление короткого замыкания, как и та машина, на ко-
торой был определен заранее ток. Такое ограничение вызвано
тем, что форма тока зависит как от изменяющегося в процессе
сварки сопротивления сварочного контакта, так и от сопротив-
ления короткого замыкания машины. Вообще, во всех случаях,
когда сварочный ток оценивается по какому-либо одному своему
значению, указанное ограничение необходимо иметь в виду.
Прибором, измеряющим действующее значение тока за полу-
период, можно контролировать импульсы тока с модуляцией.
В этом случае целесообразно измерять ток в наибольшем полу-
периоде.
Таким образом, для контроля режима сварки по току
в основном необходимы два типа приборов: измеритель эффек-
тивных значений и измеритель амплитудных значений тока.
Роликовая сварка характерна строгой периодичностью проте-
кания тока. Если частота включения тока достаточно велика, то
для измерений может быть использована аппаратура без спе-
циальных запоминающих устройств. Амперметр с задемпфиро-
ванной подвижной системой показывает действующее значение
тока за время цикла:
Особенности измерений параметров режима сварки
403
где Ти — время
протекания тока в течение одного
цикла;
Тч — время одного цикла.
В другой форме записи
сварочного
или
п
Следовательно, действующее значение тока можно найти де-
лением значения тока, полученного в результате измерения, на
ТТ Ц
Для измерения времени
обычные электромеханиче-
ские секундомеры с пеной
деления 0,01 сек, счетчики
протекания тока используются
Рис. 11.2. Блок-схема прибора для
измерения времени
импульсов на ионных при-
борах и др.
Специально для контро-
ля режима сварочных ма-
шин разработаны измерители длительности, позволяющие про-
изводить точный отсчет времени. В этих измерительных прибо-
рах время определяется путем счета импульсов напряжения
определенной частоты. К приборам такого типа относятся де-
катронный счетчик импульсов типа СИ-2 [133] и регистратор
времени сварки на тиратронах с холодным катодом типа РВС-1
[2]. Блок-схемы приборов аналогичны. Они состоят из следую-
щих основных узлов (рис. 11.2): генератора импульсов ГИ, элек-
тронного счетчика импульсов СИ и ключа К, подключающего
счетчик импульсов к генератору частоты на время действия из-
меряемого импульса. По показаниям счетчика, фиксирующего
число импульсов определенной частоты, поступающих от гене-
ратора за время действия исследуемого импульса, определяют
время. Погрешность таких приборов зависит от частоты импуль-
сов генератора При достаточно высокой частоте погрешность
может быть весьма мала.
Прибор СИ-2 состоит из датчика импульсов — катушки, вво-
димой в магнитное поле вторичного контура сварочной машины,
и декатрошюго счетчика импульсов. Этим прибором можно из-
chipmaker.ru
404
Измерения параметров режима сварки
мерять длительность импульсов однофазных и низкочастотных
машин, а также определять время, в течение которого замкнуты
контакты какого-либо реле, задающего длительность различных
операций.
При измерении времени, в течение которого замкнуты контак-
ты реле, датчик импульсов (катушка) не используется. Перемен-
ное напряжение подается на формирователь импульсов через
контакты реле. Количество импульсов счетчика будет соответство-
вать времени, в течение которого контакты реле замкнуты. Пре-
делы измерения длительности интервалов времени в этом при-
боре 0,01—1,0 сек. Один импульс соответствует времени 0,01 сек.
Аналогичный принцип работы положен в основу прибора
РВС-1. Здесь в качестве счетных элементов используются тира-
троны с холодным катодом типа МТХ-90. Генератором импуль-
сов служит специальный трансформатор, сердечник которого вы-
полнен из материала с прямоугольной петлей гистерезиса. Транс-
форматор питается от вторичного напряжения сварочного
трансформатора.
Остроконечные импульсы от генератора поступают на вход
счетной декады «единиц». По мере поступления импульсов зажи-
гаются тиратроны этой декады. После прохождения десяти им-
пульсов зажигается первый тиратрон декады «десятков». По све-
чению тиратронов определяют количество прошедших импульсов,
что соответствует времени протекания тока.
Диапазон измерения времени в этом приборе 0,02—2 сек. Один
импульс соответствует времени 0,02 сек. В тех случаях, когда
управление процессом сварки производится с помощью устройств
на декатронах, время протекания тока с точностью до периода
или полупериода определяется по количеству светящихся ка-
тодов.
Усилие, которым электроды сдавливают свариваемые детали,
определяют с помощью пружинных или гидравлических динамо-
метров. Таким образом, оценивается давление, развиваемое при-
водом в статическом состоянии. Однако во время работы машины
действительное усилие может значительно отличаться от стати-
ческого вследствие инерционности наполнения цилиндров сжа-
тия воздухом, трения в подвижных частях машины и других при-
чин. Установлено, что в некоторых случаях большое влияние ока-
зывают инерционные силы. Для определения действительных
усилий, развиваемых приводным механизмом, используют тензо-
метрические установки. Однако такой метод определения усилий
пригоден для использования только в -лабораторных условиях.
Для производственных условий подходящих приборов пока нет,
хотя необходимость в них остро ощущается. Такие приборы сле-
дует применять для настройки скоростных точечных машин, когда
динамика наполнения приводных цилиндров оказывает большое
Особенности измерений параметров режима сварки
405
влияние на процесс сварки, а также в тех случаях, когда велико
влияние массы подвижных частей машины на формирование
сварного соединения (рельефная и особенно точечная сварка де-
талей малой толщины).
Режим стыковой контактной сварки оплавлением следует кон-
тролировать по следующим основным параметрам: а) скорости
или пути перемещения подвижной части машины; б) вторичному
напряжению сварочного трансформатора; в) току; г) усилию
осадки, если припуск на осадку ограничен, или по величине осад-
ки, если осадка производится без ограничения.
В отличие от быстро протекающих процессов сварки с нагре-
вом металла методом сопротивления при сварке оплавлением ка-
кие-либо усредненные значения параметров режима еще менее
показательны. В данном случае режим может контролироваться
только по записям изменения параметров во времени. Поэтому
для проведения измерений необходимы регистрирующие четырех-
канальные приборы или в крайнем случае трехканальные, если
имеются устройства для измерения давления или величины
осадки. Если в процессе оплавления вторичное напряжение не
регулируется, можно ограничиться записью всего лишь двух па-
раметров.
Для контроля режима сварки важна одновременная запись
тока и перемещения, особенно в конечной стадии оплавления.
Такая запись позволяет выявить короткие замыкания, возникаю-
щие при форсированном оплавлении непосредственно перед осад-
кой и зачастую приводящие к появлению серьезных дефектов
в сварных соединениях. Эта же запись позволяет выявить дру-
гие важные нарушения режима, например осадку при отключив-
шемся трансформаторе (осадка без тока) и др.
Регистрирующие приборы должны обладать сравнительно ма-
лой инерционностью и достаточно большими скоростями протяж-
ки ленты. Выпускаемые в настоящее время многоканальные реги-
стрирующие приборы (рис. 11.3) в основном удовлетворяют этим
требованиям, но не комплектуются соответствующими датчиками.
Обычно намагничивающая составляющая первичного тока сва-
рочного трансформатора стыковой машины невелика. Поэтому
вместо тока в сварочной цепи можно производить запись первич-
ного тока, пользуясь обычным трансформатором тока. Для запи-
си перемещения подвижной плиты машины могут быть использо-
ваны реостатные или индуктивные датчики. В машинах с гидрав-
лическим приводом усилия осадки могут быть оценены по
показаниям манометров с электрическим выходом.
Измерение параметров радиочастотной сварки имеет ряд осо-
бенностей. Однако методика измерений пока в должной мере не
проработана даже применительно к лабораторным условиям.
Общие методы измерений мощностей, напряжений и токов высо-
chipmaker.ru
406
Измерения параметров режима сварки
кой частоты применимы в данном случае. Трудности возникают
при измерении полезной мощности, идущей на нагрев зоны свар-
ки, величины и усилия осадки, угла схождения кромок сваривае-
мых заготовок и распределения токов в них. Техника измерений
при радиочастотной сварке требует глубокой проработки. Наи-
более специфична техника измерения сварочного тока контактных
Рис. 11.3. Четырехканальный регистрирующий прибор
машин. Вопросы измерений сварочного тока и применяемой для
этой цели аппаратуры освещены ниже.
§ 43. ДАТЧИКИ СВАРОЧНОГО ТОКА
О величине тока во вторичной цепи можно судить по току
в первичной цепи сварочного трансформатора. При небольшой
намагничивающей составляющей первичного тока
Wt
2
w,
где------отношение чисел витков обмоток.
Однако такие измерения иногда дают существенные ошибки
из-за значительной намагничивающей составляющей. Кроме того,
для определения сварочного тока необходимо знать коэффициент
трансформации, который не всегда известен. Поэтому стремятся
измерять непосредственно сварочный ток, хотя для таких нзме-
Датчики сварочного тока
407
рений требуется специальная аппаратура. Для измерения свароч-
ного тока в качестве датчиков используются трансформаторы
тока, шунты, датчики Холла, пояса Роговского. В зависимости от
требуемой точности измерений, условий их проведения, режимов
сварки и типа машин выбираются наиболее подходящие датчики.
Измерительные трансформаторы тока. При помощи измери-
тельных трансформаторов можно расширить пределы измерения
сварочного тока и производить измерения практически во всем
диапазоне номинальных сварочных токов. Предел измерения сва-
рочного тока наиболее распространенных контактных машин
очень широк и составляет 1—100 ка. В то же время для некото-
рых мощных машин ток может превышать 100 ка, а при микро-
сварке изделий малых толщин ток может быть меньше 1 ка.
Измерительные трансформаторы тока обычного исполнения,
как правило, практически не пригодны для измерения сварочного
тока. Они имеют громоздкую конструкцию, требуют для своей
установки увеличения размеров вторичной токоведущей цепи.
Так, размеры трансформатора тока на 3 ка почти такие же, как
и размеры вторичного контура машины на такой же номиналь-
ный ток. Увеличение размеров вторичного контура машины неце-
лесообразно, так как это приводит к значительному ухудшению
ее cosip и к. п. д. С увеличением номинального тока измеритель-
ного трансформатора возрастают его габаритные размеры и вес.
При разработке специальных трансформаторов тока необхо-
димо учитывать особенности работы их в цепи контактной маши-
ны. Дело в том, что ток в контактных машинах с игнитронными
прерывателями несинусоидален. Резко отличен от синусоиды ток
и в машинах для сварки методом оплавления. Поэтому измери-
тельный трансформатор должен работать без существенной по-
грешности в широком диапазоне частот.
Для исследовательских целей желательны трансформаторы,
которые позволяли бы фиксировать высшие гармоники тока по-
рядка 1000—2000 гц, возникающие при сварке оплавлением. На-
конец, для машин с асинхронными прерывателями важно, чтобы
измерительный трансформатор удовлетворительно работал при
переходных режимах, наблюдаемых во вторичных цепях.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработан малогабаритный транс-
форматор оригинальной конструкции, предназначенный для
измерения токов во вторичных цепях контактных машин [71].
Уменьшение размеров вторичной обмотки и веса трансформато-
ра достигнуто за счет своеобразной конструкции и применения
водяного охлаждения.
Вторичная обмотка трансформатора выполнена в виде тора
с тонкими стенками (рис. 11.4). Внутри тора находится кольце-
вой сердечник 4 из обычной трансформаторной стали. Коэффи-
циент трансформации такого трансформатора равен единице.
Измерения параметров режима сварки
chipmaker.ru
408
поэтому он не может оыть использован как обычный трансфор-
матор тока. Измерительный прибор присоединен к зажимам
измерительной обмотки 3, выполненной из тонкого провода и
равномерно распределенной по поверхности сердечника либо по
поверхности короткозамкнутого вторичного витка 2. Массивный
вторичный виток охлаждается проточной водой. В данном случае
измеряется не ток, а напряжение, пропорциональное току.
Это облегчает использование трансформатора в автоматических
регуляторах. При необходи-
Рис. 11.4. Трансформатор для измерения
вторичного тока контактных машин:
1 — проводник, по которому протекает изме-
ряемый ток; 2 — короткозамкнутый виток;
3 — измерительная обмотка; 4 — сердечник;
5 — канал для водяного охлаждения
мости обмотка 3 может ра-
ботать и в режиме, близком
к короткому замыканию.
Напряжение на зажимах
обмотки 3 пропорциональ-
но вторичному току только
при двух условиях. Во-пер-
вых, необходимо, чтобы из-
мерительная обмотка 3 бы-
ла выполнена из тонкого
провода и плотно прилега-
ла ко вторичному витку.
Во-вторых, вторичный ви-
ток должен быть настолько
тонким, чтобы плотность
тока по толщине его прак-
тически не изменялась. При этих двух условиях и при активной
нагрузке измерительной обмотки имеем
— £4 = + /юФ0оу3;
0 — 72/?2 ф /соФ0,
где 173 — напряжение на измерительной обмотке;
/з — ток в этой обмотке;
w3 — число витков измерительной обмотки;
/?з — активное сопротивление измерительной обмотки;
/2 — ток во вторичном витке;
/?2 — сопротивление вторичного витка;
Фо — магнитный поток, спепленный со вторичным витком.
Так как /3 = (где RH — сопротивление нагрузки измери-
ли
тельной обмотки), то
(j = _
1 + —
R,
Датчики сварочного тока
409
т. е. напряжение U3 прямо пропорционально току /2 и совпадает
с ним по фазе. Учитывая, что
Л + 2 + ^3
получим
где 1\ —измеряемый ток.
Этот трансформатор имеет погрешности двух родов. Погреш-
ности первого рода обусловлены тем, что железный сердечник
обладает конечной магнитной проницаемостью и в нем наблю-
даются потери энергии. В этом отношении разработанный транс-
форматор ничем не отличается от обычного трансформатора то-
ка. Погрешности второго рода связаны с тем, что измерительная
обмотка и вторичный виток имеют конечные радиальные
размеры.
Исследованиями установлено, что для снижения погрешности
второго рода необходимо стремиться к уменьшению зазора
между обмотками 2 и 3 и уменьшению их толщин. По амплитуд-
ной погрешности разработанные трансформаторы укладываются
в класс 0,5, однако из-за большой угловой! погрешности их можно
отнести только к классу 3. Угловую погрешность можно снизить
до 1° только за счет изменения места расположения измери-
тельной обмотки. Для этого следует расположить измерительную
обмотку на сердечнике трансформатора. Класс точности транс-
форматора повысится до 1, но в конструктивном отношении
трансформатор значительно усложнится.
В переходных процессах, характерных для точечных машин
с асинхронными контакторами, а также при однополупериодноп
сварке погрешность измерений может возрасти. Для уменьшения
влияния остаточной магнитной индукции целесообразно сердеч-
ник трансформатора делать с Двумя стыковыми соединениями.
Измерительные трансформаторы тока устанавливают стационар-
но на сварочных машинах. Вторичный виток трансформатора
должен иметь водяное охлаждение. При кратковременных сва-
рочных процессах с малым ПВ (порядка 1—2%) трансформато-
ры можно применять без водяного охлаждения.
Электрические шунты. Электрические шунты так же, как и
трансформаторы тока, применяют для расширения пределов
измерения и записи сварочного тока, особенно в машинах малой
мощности. При использовании шунтов в качестве датчиков тока
имеют место погрешности, обусловливаемые реактивной состав-
ляющей напряжения на шунте; активной составляющей1! напря-
chipmaker.ru
410
Измерения параметров режима сварки
жения, вызванной явлением поверхностного эффекта или эффек-
та близости; э. д. с., наводимой в проводниках измерительной
цепи; изменением удельного сопротивления шунта при колебании
температуры. Эти составляющие погрешности могут иметь раз-
личную величину в зависимости от конструкции шунта, формы
и частоты импульсов сварочного тока, температурных условий
И Т. д.
Величина реактивной составляющей напряжения существен-
но зависит от формы импульса тока. В некоторых случаях при
использовании игнитронного контактора с фазовым управлени-
ем, когда ток значительно отличается от синусоиды, величина
реактивной составляющей может быть соизмерима с активной
составляющей.
Погрешность от активной составляющей напряжения, вызван-
ной явлением поверхностного эффекта, зависит от частоты тока.
С повышением частоты погрешность возрастает. Кроме того, эта
погрешность возрастает при наличии эффекта близости провод-
ника с обратным током. Э. д. с., наводимая в проводах, подклю-
ченных к шунту, также может вызвать большую погрешность
измерений, особенно при большой площади петли, образуемой
проводами измерительной цепи.
Поскольку эксплуатация сварочных машин производится в
различных температурных условиях, то, естественно, может
возникнуть погрешность, обусловленная зависимостью удельного
сопротивления материала шунта от температуры. Использование
шунтов специальной конструкции позволяет уменьшить эти по-
грешности. Падение напряжения, снимаемое с шунта, должно
обеспечивать нормальное отклонение стрелки прибора или
вибратора осциллографа. В то же время сопротивление шунта
не должно быть слишком большим, чтобы не нарушить режим
работы сварочной машины.
Уменьшение погрешности измерений от реактивной состав-
ляющей напряжения достигается двумя путями: уменьшением
индуктивности и компенсацией ее встречной э. д. с. Значительное
уменьшение индуктивности достигается в коаксиальных шунтах.
Коаксиальные шунты выполняют обычно в виде двух цилиндров,
в которых направление тока противоположное.
Другой путь уменьшения реактивной составляющей погреш-
ности состоит в компенсации ее встречной э. д. с. [101]. Для
компенсации можно использовать э. д. с., наводимую магнитным
потоком в измерительных проводах, соединяющих шунт с при-
бором. Если из этих проводов образовать прямую петлю
(рис. 11.5, й), то э. д. с., наводимая в петле изменяющимся маг-
нитным потоком, будет суммироваться с реактивной составляю-
щей напряжения шунта, вызывая дополнительные искажения.
При обратной петле (рис. 11.5,6) э. д. с. и реактивная состав-
Датчики сварочного тока
411
ляющая напряжения направлены встречно, благодаря чему
погрешность можно уменьшить. Полная компенсация обратной
петлей возможна в том случае, когда поток, сцепленный с пет-
лей, пропорционален току в шунте, ибо только тогда
аф di
е = — — =-----.
dt dt
Известно, что требуемое условие строго выполняется лишь
для бесконечно длинного прямолинейного провода круглого
сечения. При сложном сечении провода различное распределение
тока в нем в различные моменты
времени приводит к нарушению
этой пропорциональности.
Для сохранения пропорцио-
нальности необходимо обратную
петлю отнести от плоского шун-
та на достаточно большое рас-
стояние, равное (15 4- 20) а, где
а — толщина шунта. Изменяя
площадь петли или вращая ее,
МОЖНО компенсировать погреш- Рис. 11.5. Шунт с измерительной
НОСТЬ. При очень большой ПЛО- цепью
щади обратной петли можно по-
лучить даже перекомпенсацию, когда погрешность меняет свой
знак. Настройку петли производят по изображению кривой тока
на экране осциллографа. Искажения за счет реактивной состав-
ляющей отмечаются резким выбросом в кривой тока. В работе
[101] было показано, что для уменьшения активной составляю-
щей погрешности, вызванной поверхностным эффектом, необхо-
димо выбирать толщину плоского шунта по формуле
V РРо
где п — толщина шунта;
р — удельное сопротивление материала шунта;
tu — длительность сварочного импульса;
р— относительная магнитная проницаемость материала
шунта;
р0 — абсолютная магнитная проницаемость среды;
т) — требуемая степень точности (ц = 0,01 -е-0,04).
Из этой формулы видно, что чем тоньше шунт, тем меньше
погрешность.
Для уменьшения погрешности от э. д. с., наводимой в провод-
никах измерительной цепи, необходимо измерительные провода
от места соединения на шунте вести по шунту, плотно прижимая
к поверхности. Этот участок желательно выполнять из тонкой
chipmaker.ru
412
Измерения параметров режима сварки
фольги с малой толщиной изоляции, чтобы площадь вредной
прямой петли была минимальной, а на участке между шунтом и
обратной петлей (или измерительным прибором) необходимо
применять скрутку.
Компенсация этой погрешности за счет э. д. с., наведенной
в обратной петле, возможна только для цилиндрических шунтов.
Для плоских шунтов вследствие различного распределения тока
в них в разные моменты времени такая компенсация неэффек-
тивна.
Рис. It.6. Датчик Холла
Уменьшение толщины шунта в значительной степени сказы-
вается на его температурном режиме. Разогреваясь, шунт
изменяет свое удельное
электрическое сопротивле-
ние. Для уменьшения по-
грешности требуется хоро-
шее охлаждение шунта или
изготовление его из мате-
риала с малым температур-
ным коэффициентом.
Использование электри-
ческих шунтов для измере-
ния сварочного тока пред-
полагает изменение кон-
струкции вторичного кон-
тура сварочной машины. В большинстве случаев размещение
шунта в машине возможно лишь при увеличении размеров вто-
ричного контура, что невыгодно, так как влечет за собой повы-
шение сопротивления короткого замыкания машины. Это в осо-
бенности касается машин большой мощности. Наиболее целесо-
образная область применения шунтов — точечные и роликовые
машины малой мощности. Шунты должны устанавливаться ста-
ционарно и предварительно тарироваться.
Датчики Холла. Для измерения и регистрации сварочного
тока могут быть использованы датчики Холла [44]. Эффект Хол-
ла заключается в возникновении э. д. с. на гранях полупроводни-
ковой пластинки с током, расположенной в магнитном поле
(рис. 11.6). Величина э. д. с. Холла вычисляется по формуле
h
где А — постоянная Холла;
i — ток, протекающий по датчику;
Н — нормальная к поверхности пластинки датчика состав-
ляющая напряженности магнитного поля;
h — толщина пластинки датчика.
Датчики сварочного тока
413
На выходных зажимах датчика Холла, помещенного в маг-
нитном поле, создаваемого током вторичного контура сварочной
машины, появляется э. д. с., пропорциональная напряженности
магнитного поля и соответственно вторичному току. Выходная
э. д. с. датчика почти линейно зависит от напряженности поля,
создаваемой вторичным током.
На рис. 11.7 показана схема измерения сварочного тока. Дат-
чик э. д. с. Холла 1 помещен вблизи токоведущей шины 2 маши-
ны в плоскости ее оси (т. е. перпендикулярно направлению
напряженности магнитного поля). К электродам пластинки дат-
источника постоянного тока
чика а и о подводится ток
С электрода с датчика и
средней точки потенциомет-
ра 3 снимается э. д. с. Хол-
ла. Потенциометр 3, вклю-
ченный между электродами
d и е, необходим
пенсации э. д. с.
потенциальности
дов, т. е. служит
новки разности
лов, равной нулю,
сутствии магнитного поля. Э.
средней точки потенциометра
F 1д ^- 2
Рис. 11.7. Схема измерения сва-
рочного тока датчиком Холла
для ком-
от неэкви-
электро-
для уста-
потенциа-
при от-
д. с., снимаемая с электрода с и
3, подается на чувствительный
электроизмерительный прибор или вибратор шлейфного осцил-
лографа.
Выходное напряжение датчика зависит от температуры окру-
жающей среды, так как от температуры зависит постоянная
Холла.
Уменьшение влияния температуры на эту величину может
быть обеспечено в схемах с температурной компенсацией [106],
позволяющих стабилизировать э. д. с. Холла с точностью до 2%
при изменении температуры от 0 до 50° С. Кроме того, постоянная
Холла и электрическое сопротивление датчика изменяются в за-
висимости от напряженности магнитного поля, что также вносит
погрешность в измерение.
В качестве датчиков Холла обычно используются пластины
из германия, мышьяковистого индия, сурьмянистого индия и
других материалов. Для измерения сварочного тока целесооб-
разно применять датчики из селенида ртути (HgSe) и сурьмяни-
стого индия (InAs), параметры которых мало зависят от маг-
нитной индукции. Установлено, что Датчики из HgSe обладают
высокой стабильностью свойств и слабо выраженным эффектом
изменения сопротивления в магнитном поле. Сопротивление и
чувствительность этих датчиков мало зависят от температуры.
Вес это определяет целесообразность применения таких датчи-
chipmaker.ru
414 Измерения параметров режима сварки
ков, несмотря на более низкую их чувствительность по сравне-
нию, например, с германиевыми датчиками [36].
Поскольку для измерения сварочного тока датчик Холла
устанавливается в непосредственной близости от вторичного
контура машины, то выходная э. д. с. зависит от расположения
датчика относительно машины и конфигурации ее токоведущих
частей. Это вызывает дополнительные погрешности измерений и
требует контрольных градуировок при изменении условий
измерений. Для повышения чувствительности и уменьшения
зависимости э. д. с. Холла от конфигурации вторичного контура
машины, а также от расположения датчика целесообразно ис-
пользовать датчики в сочетании со специальным ферромагнит-
ным преобразователем [35].
Ферромагнитный преобразователь представляет собой кольце-
вой сердечник из ленточного или листового материала с высокой
магнитной проницаемостью, имеющий один или несколько сим-
метрично расположенных воздушных зазоров. Датчик Холла
помещается в зазор сердечника. В целях повышения чувстви-
тельности и точности измерений необходимо включать последо-
вательно несколько датчиков, равномерно располагая их по
контуру сердечника.
Такой ферромагнитный преобразователь позволяет измерять
вторичный ток без дополнительных градуировок и уменьшает
влияние конфигурации контура сварочной машины на выходное
напряжение. Однако такое устройство недостаточно стабильно,
требует хорошо стабилизированного источника питания, вносит
дополнительную индуктивность в контур сварочной машины, что
ограничивает его применение.
Пояс Роговского. В качестве датчика сварочного тока может
быть использован пояс Роговского, который позволяет исклю-
чить зависимость показаний прибора от положения датчика
относительно вторичного контура сварочной машины. Пояс
Роговского представляет собой тонкую гибкую ленту из изоли-
рующего материала, обвитую равномерно по всей длине тонкой
проволокой. Ввиду малости сечения ленты можно считать, что
в пределах каждого поперечного сечения поле практически одно-
родно, т. е. при вычислении потока можно считать индукцию
постоянной. Тогда поток, пронизывающий один виток обмотки,
равен
Ф = BS cos р,
где Ф — магнитный поток;
В — индукция;
S — сечение ленты, нормальное к ее оси;
Р — угол между нормалью к сечению S и вектором В.
Датчики сварочного тока
415
Поскольку вектор В совпадает по направлению с вектором
напряженности магнитного поля Н, то можно написать
Ф = n0/7Scosp.
Э. д. с., наводимая в одном витке обмотки пояса, равна
с'Ф е d
е1 =----— = — Но5 — Н cos р.
Э. д. с. в обмотке пояса с числом витков w равна
е —-------------------~ р05 (£н cos 0d/,
l dt J
где / — длина пояса Роговского.
По закону полного тока ф Hdl = i, следовательно,
е =
с w di
~ — —
I dt
Таким образом, напряжение, снимаемое с пояса Роговского,
пропорционально производной от тока; по величине этой про-
изводной можно судить о величине тока.
ной цепи
Рис. 11.9. Интегрирующая
цепь
Рис. 11.8. Пояс Роговского
Пояс Роговского удобен в эксплуатации. Для измерения
тока он располагается на токоведущей части вторичного контура
сварочной машины, не внося дополнительной индуктивности
(рис. 11.8). Пределы измерения тока поясом Роговского практи-
чески не ограничены. Его целесообразно применять для пере-
носных приборов. Недостатком пояса Роговского является то,
что для преобразования производной от тока в величину, пропор-
циональную току, необходимо дополнительное устройство —
интегратор.
Для осуществления операции интегрирования обычно приме-
няют электрическую цепь, состоящую из активного сопротивле-
ния R и конденсатора С (рис. 11.9). При определенных соотно-
шениях параметров цепи напряжение на конденсаторе С пропор-
chipmaker.ru
416
Измерения параметров режима сварки
ционально интегралу от входного сигнала. Определим эти соот-
ношения. Для ДС-цепи (рис. 11.9) справедливо равенство
иех = UR + ис.
Проинтегрируем обе части равенства:
/ t t
J UMdt — J URdt J Ucdt.
0 0 0
Принимая во внимание, что
UR = iR = CR
dt
получим
J Uexdt = CRUc+ J Ucdt.
о о
Если выбрать величину CR = т значительно больше времени
интегрирования, то вторым членом равенства можно пренебречь.
Тогда
i
^dt^CRUc-
о
1 ‘
Uc — I U^dt,
с RC J 8
о
т. е. напряжение на конденсаторе С приблизительно пропорцио-
нально интегралу от входного сигнала. Погрешность интегриро-
Рис. 11.10. Схема замещения
пояса Роговского, нагруженного
на интегрирующую цепь
вания зависит от формы кривой
напряжения Uex и отношения по-
стоянной времени цепи t = RC
ко времени интегрирования.
Пояс Роговского, нагружен-
ный на цепь RC, может быть
представлен в виде схемы заме-
щения, показанной на рис. 11.10.
Идеальное интегрирование со-
ответствует такому случаю, когда
ток в интегрирующей цепи определяется только активным со-
противлением R, а падение напряжения на конденсаторе и ин-
дуктивности пренебрежимо мало по сравнению с э. д. с., наво-
димой в поясе от сварочного тока. Напряжение на конденсаторе
равно
dt-
Датчики сварочного тока
417
Так как наведенная в поясе э. д. с. равна
е = —
dt
Sw
где М = ц0 — — коэффициент взаимоиндукции;
ice — сварочный ток,
ТО
и м
CR
Действительное значение Uc с учетом падения напряжения
на конденсаторе и индуктивности может быть найдено из
дифференциального уравнения
LC+ ^с-^- -\-Uc=M
dt2 dl с dt
При анализе погрешности схемы интегрирования необходимо
учесть действительное соотношение между параметрами этой
цепи. Как правило, постоянная времени тс = RC должна быть
значительно больше постоянной времени ть= — - При этом
условии корни характеристического уравнения равны
1 1
с/_, ------------и а2 ~-------------------------
тс “ т/.
Для синусоидального тока получено следующее выражение
мгновенного значения абсолютной погрешности преобразования:
Л = £4,— UC2
М1т
RC
— sin <р cos со/ — т/.сос
+ sin<pe с -L- т/досоэф
где Uс, —напряжение на конденсаторе, соответствующее иде-
альному интегрированию;
UСг — напряжение на конденсаторе, соответствующее реаль-
ному интегрированию.
Для уменьшения погрешности измерений можно использовать
операционный усилитель либо специальный усилитель с компен-
сацией ошибки.
chipmaker.ru
418 Измерения параметров режима сварки
§ 44. ИЗМЕРЕНИЕ АМПЛИТУДНЫХ ЗНАЧЕНИИ
СВАРОЧНОГО ТОКА
Для измерения амплитудного значения сварочного тока мож-
но использовать схему, изображенную на рис. Н.П. Здесь в
качестве датчика применен пояс Роговского. Э. д. с., наводимая
в обмотке пояса, пропорциональна производной от тока. При
синусоидальном сварочном токе sin ©/ э. Д. с. пояса равна
(oAfZmcos и/. Прибор измеряет амплитудное значение косину-
соиды.
Измерение производится следующим образом. Напряжение
с пояса Роговского выпрямляется диодом // и подается на
конденсатор С. Цепь заряда
конденсатора имеет малую
постоянную времени, поэтому
конденсатор заряжается прак-
тически до амплитудного зна-
чения. Измерение напряжения,
до которого заряжен конден-
сатор, производится катодным
Рис. И.П. Схема измерения ампли- ИЛИ Электростатическим ВОЛЬТ-
тудных значений сварочного тока метром В. I 1ОСЛе ИЗМерСНИК
конденсатор С разряжается
при помощи кнопки К.
Недостатком такой схемы измерения является отсутствие
функционального преобразователя для интегрирования напря-
жения, снимаемого с пояса Роговского. Поэтому прибор может
быть применен только для измерения синусоидального тока од-
ной определенной частоты, что ограничивает его применение.
На рис. 11.12 показана схема прибора для измерения ампли-
туды сварочного тока, в которой производится операция интегри-
рования. Такой прибор пригоден для измерения несинусондаль-
ного тока. Напряжение с пояса Роговского подается на интегри-
рующую цепь РС]. В результате этой операции напряжение на
конденсаторе С1 пропорционально сварочному току. Конденсатор
через диод Д заряжается до амплитудного значения. Измерение
напряжения, до которого заряжен конденсатор, производится
также катодным или электростатическим вольтметром.
Для описанных приборов основная погрешность измерения
вносится цепью запоминания, состоящей из диода Д и конден-
сатора, который заряжается до амплитудного значения. Посколь-
ку такая цепь обладает определенной постоянной времени, то
напряжение на конденсаторе будет зависеть от длительности
измеряемого импульса сварочного тока. Кроме того, на резуль-
таты измерения оказывает влияние нелинейность характеристи-
ки диода Д.
Измерение амплитудных значений сварочного тока
419
Для измерения амплитудного значения сварочного тока в ка-
честве датчика можно использовать описанный выше специаль-
ный трансформатор тока с короткозамкнутым витком
(рис. 11.13). Напряжение на выходе трансформатора тока ТТ
пропорционально измеряемому сварочному току. Под действием
Рис. 11.13. Схема измерения амп-
литудных значений сварочного
тока с трансформатором тока
Рис. 11.12. Схема измерения амплитудных
значений сварочного тока с интегрирую-
щей цепочкой
этого напряжения конденсатор С заряжается через диод Д до
амплитудного значения. Измерение напряжений заряда конден-
сатора производится катодным вольтметром. Прибор может быть
Рис. 11.14. Функциональная схема прибора АСА-1
использован для измерения несинусондального тока. Источники
погрешностей те же, что и в вышеописанных приборах. Кроме
того, добавляются погрешности самого трансформатора тока.
Для измерения амплитудного значения сварочного тока в
НИАТе разработан прибор типа АСА-1 [133]. Функциональная
схема прибора показана на рис. 11.14. В качестве датчика сва-
рочного тока используется пояс Роговского. Для преобразования
сигнала, пропорционального мгновенному значению тока, выпол-
няется операция интегрирования. С целью уменьшения величины
погрешности интегрирование производится при помощи опера-
ционного усилителя У/.
После интегрирования напряжение через диод Д подается
на конденсатор С2. Диод выбирается с малым внутренним сопро-
тивлением, поэтому напряжение на конденсаторе С2 будет
соответствовать выходному напряжению интегратора. При
chipmaker.ru
420 Измерения параметров режима сваркк
уменьшении напряжения на интеграторе конденсатор С2 по-
может разрядиться, поэтому напряжение на нем будет равно-
амплитудному значению. Так осуществляется «запоминание»
сигнала.
Для того чтобы измерить напряжение на конденсаторе,
необходимо устройство, практически не потребляющее ток, так:
как в противном случае конденсатор может разрядиться. Поэто-
му к конденсатору С2 подключен усилитель мощности У2 с боль-
шим входным сопротивлением. На выход усилителя включен
стрелочный магнитоэлектрический прибор. Показания этого-
прибора соответствуют амплитуде сварочного тока.
Для изменения чувствительности прибора при измерении
различных значений тока весь диапазон измерений разделен на
ряд поддиапазонов. Это осуществляется изменением сопротив-
ления Ri. Так как полярность тока в сварочных машинах может
изменяться, а схема прибора приспособлена для измерения
импульса одной определенной полярности, на входе прибора
имеется переключатель П, позволяющий изменить полярность,
входного сигнала.
Принципиальная электрическая схема прибора АСА-1 пока-
зана на рис. 11.15. Пояс Роговского подключается к клеммам Г
и 2 прибора. Полярность входного сигнала может быть изменена
с помощью переключателя Ill. Необходимое ослабление вход-
ного сигнала осуществляется переключателем П2, который
имеет четыре положения, соответствующие следующим пределам
измерения: 10—50 ка, 20—100 ка, 30—150 ка, 40—200 ка.
Операционный усилитель-интегратор построен на лампах.
Л1—ЛЗ. Отрицательная обратная связь обеспечивается конден-
сатором СЗ. Усилитель состоит из балансно-симметричного,
балансно-кососимметричного каскадов и катодного повторителя.
Для повышения усиления введена положительная обратная
связь на сетку правого триода Л2 через сопротивление R18. Для
уменьшения дрейфа нуля в первом каскаде имеется токостаби-
лизирующая лампа 1/2 ЛЗ. Частотная характеристика усилителя
корректируется конденсатором С1.
После включения усилитель балансируется с помощью пере-
менного сопротивления R8. Перед измерением усилитель не
является интегрирующим: конденсатор СЗ шунтирован сопро-
тивлением R22, что позволяет уменьшить накопление ошибки за-
снет интегрирования собственного дрейфа. Непосредственно*
перед измерением сопротивление R22 отключается кнопкой К2.
В качестве «запоминающей» емкости используется конденса-
тор С2, который заряжается через ламповый диод Л4. Нулевой
потенциал на конденсаторе С2 устанавливается как при измере-
нии, так и при настройке кнопкой R1. Усилитель мощности вы-
полнен на левой половине лампы Л5. Правая половина лам-
Измерение амплитудных значений сварочного тока
421
пы Л5 служит для регулировки напряжения опорного источника
питания.
Перед измерением с помощью сопротивления R29 устанавли-
вается нуль тока через стрелочный прибор ИГ1. По прибору ИП
производится отсчет амплитуды сварочного тока. Во вспомога-
тельном режиме ИП используется в качестве индикатора нуля
напряжения на выходе усилителя-интегратора. Переключателем
113 осуществляется переключение прибора в положения «на-
стройка» (балансировка усилителя) и «работа» (измерение).
Рис. 11.15. Принципиальная схема прибора АСА-1
Схемой предусматривается возможность проверки прибора
(калибровка) в процессе эксплуатации, для чего на вход прибора
с помощью кнопки КЗ подключается конденсатор С8, который
всегда при включенном приборе заряжен до напряжения стаби-
лизированного источника питания. Отклонение стрелки ИП при
этом всегда должно соответствовать контрольной точке.
Прибором АСА-1 можно измерять амплитуду импульсов
сварочного тока от 10 до 200 ка, длительностью 0,004—0,5 сек.
Показания прибора не изменяются при колебании напряжения
питающей сети на ±10% номинального значения. Использование
операционного усилителя для интегрирования позволяет свести
погрешности прибора к допустимой величине.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработан прибор типа ИСТ-4АМ,
предназначенный для измерения амплитудных значений тока
контактных машин. Прибор позволяет измерять токи от 0,3 до
chipmaker.ru
422
Измерения параметров режима сварки
24 ка, однако при необходимости пределы измерений могут быть
расширены. Этот прибор имеет два режима работы: 1) измере-
пне амплитудного значения тока (причем измеряется амплитуда
наибольшего по величине полупериода тока сварочного импуль-
са, /ттах); 2) измерение суммарного значения амплитуд полу-
периодов тока сварочного импульса, S/„,.
При измерениях 1т п1ах структурная схема прибора состоит
из датчика сварочного тока — пояса Роговского, операционного
усилителя-интегратора, запоминающего устройства, лампового
вольтметра и источника питания. Структурная схема этого при-
бора не отличается от вышеописанной, однако принципиальные
схемы узлов различны. Амплитудные и частотные погрешности
цепи «запоминания» в этом приборе меньше, чем в преды-
дущем
Датчик сварочного тока выполнен в виде тороида. При изме-
рениях тока датчик-тороид помещается на токопроводную шину.
Для удобства подключения прибора к сварочной машине тороид
изготовляется разъемным. Обмотка датчика-тороида подклю-
чается к входу прибора
При измерениях I,n тах переключатель 2П устанавливается
в положение 2. Принципиальная схема прибора показана на
рис. 11.16.
Сигнал с датчика-тороида поступает на операционный усили-
тель-интегратор через переключатель 1П2, посредством которого
устанавливаются пределы измерения тока. Величина тока инте-
гратора на каждом пределе измерения устанавливается сопро-
тивлениями /?| — Rt и конденсатором С4.
Операционный усилитель-интегратор собран на лампе 6Ф1П
(Л2). В усилителе имеется отрицательная обратная связь по
току посредством сопротивления R19 и по напряжению посред-
ством конденсатора С4. Рабочая точка усилителя устанавливает-
ся потенциометром R17.
После интегрирования на выходе усилителя (сопротивление
R21) напряжение пропорционально сварочному току. Сигнал с
выхода усилителя поступает на запоминающее устройство (Л1}
через разделительный конденсатор СЗ. «Запоминание» напряже-
ния производится на конденсаторе С/, который включен в цепь
нагрузки катодного повторителя Л1 (левый триод). Измерение
этого напряжения производится в цепи катодного повторителя Л1
(правый триод). Коррекция нелинейных искажений, возникаю-
щих в цепи «запоминания», производится посредством сопротив-
ления R12 и конденсатора С2.
Регистрация измеренных значений напряжения производится
стрелочным индикатором типа М-24. Установка пуля лампового
вотьтметра производится потенциометром R28. Ламповый вольт-
метр и усилитель питаются от стабилизированного источника
Рис, 11.16, Принципиальная схема прибора ИСТ-4АМ
chipmaker.ru
424 Измерения параметров режима сварки
анодного напряжения Щ4—Д7, С7, R31, ЛЗ и ДЗ). В начале
измерений конденсаторы СЗ и С1 разряжаются при помощи кон-
тактов Р32 и Р31 реле РЗ. В сеточной цепи лампы операционного
усилителя включен конденсатор С19 для уменьшения наводок,
появляющихся при больших сопротивлениях цепи интегриро-
вания.
Особенностью схемы является то, что конденсатор С4 заря-
жается до установленного напряжения, которое принято за нуле-
вой уровень. Конденсатор С4 заряжается от источника стаби-
лизированного напряжения (Д12, С8, Д2, Д1) посредством
контактов Р12 реле Р1. Управление разрядом конденсатора про-
изводится кнопочным выключателем К1, помещенным на перед-
ней панели прибора. При замыкании выключателя К1 срабаты-
вают реле Р1 и Р2. Благодаря этому обеспечивается кратковре-
менный разряд конденсатора С4.
Включение реле Р1 и Р2 влияет на работу прибора. При этом
уменьшается напряжение накала ламп. Для устранения этого
явления при включении реле отключается нагрузка источника
(сопротивление R34), соответствующая потребляемой мощности
включаемых реле. Реле питается от источника напряжения
(Д8 — Д11, СЮ).
При измерениях 2/то структурная схема прибора состоит из
датчика-тороида, интегратора-сумматора, лампового вольтметра
и источника питания. Переключатель 2П устанавливается в поло-
жение /. Сигнал с датчика поступает на интегратор через пере-
ключатель 1П1. Посредством этого переключателя устанавли-
ваются пределы измерения тока. Величина тока интегратора на
каждом пределе измерения устанавливается сопротивлениями
R5—R8 и конденсатором С5.
Интегратор-сумматор собран на лампе 6Ф1П (Л2). Для по-
вышения точности интегрирования в схеме включена положитель-
ная обратная связь по току посредством сопротивлений R22 и
R23. Положительная обратная связь позволяет увеличить ста-
тический коэффициент усиления усилителя до 3000. Для повыше-
ния устойчивости усилитель охвачен отрицательной обратной
связью с выхода (сопротивление R21) на вход (управляющая
сетка лампы Л2) посредством конденсатора С5.
Суммирование и «запоминание» измеренных значений напря-
жения, пропорциональных амплитуде сварочного тока, произво-
дится на конденсаторе С5. Для предотвращения разряда
конденсатора в сеточной цепи лампы Л2 включена лампа Л1
(6Н14П) в режиме диода. Конденсатор С5 так же, как и С4, в
начале измерении заряжается до установленного напряжения,
которое принято за нулевой уровень. Зарядка и разрядка кон-
денсатора С5 производится аналогично зарядке п разрядке
конденсатора С4.
Измерение действующих значений сварочного тока
425
Регистрация показаний прибора осуществляется стрелочным
индикатором типа А124, который включен в нагрузку катодного
повторителя на сопротивление R21. Питание схемы прибора та-
кое же, как и при измерении 1т , тах. Показания прибора не зави-
сят от колебания напряжения сети.
§ 45. ИЗМЕРЕНИЕ ДЕЙСТВУЮЩИХ ЗНАЧЕНИЙ
СВАРОЧНОГО ТОКА
Для измерения действующего значения сварочного тока необ-
ходимо выполнить функциональные преобразования в соответ-
ствии с формулой
о
где i — мгновенное значение сварочного тока;
Т — время интегрирования.
Определение действующего значения сварочного тока при
помощи преобразовательных узлов должно быть выполнено
Рис. 11.18. Функциональная схема прибора АСД-1
Рис. 11.17 Блок-схема
измерителя действую-
щих значений свароч-
ного тока
последовательно, как показано на блок-схеме рис. 11.17. В пер-
вом элементе блок-схемы мгновенное значение сварочного тока,
получаемое от соответствующего датчика, возводится в квадрат,
во втором — производится интегрирование полученного сигнала,
в третьем -деление на время интегрирования Т. Операция из-
влечения квадратного корня может быть проведена путем
соответствующей градуировки шкалы прибора. Наконец, на
выходе прибора сигнал должен быть зафиксирован при помощи
chipmaker.ru
426 Измерения параметров режима сварки
«запоминающего» устройства, поскольку малая длительность
сварочного процесса не позволяет непосредственно контролиро-
вать сварочный ток. Отсчет показаний производится при помощи
стрелочного прибора.
В литературе описаны измерительные приборы, которые с
различной степенью точности позволяют производить указанные
операции [9, 38, 133]. Некоторые из таких приборов выпускаются
промышленностью и нашли применение в сварочных цехах и
лабораториях.
В НИАТе разработан и выпускается промышленностью при-
бор типа АСД-1 (рис. 11.18) [133]. Датчиком сварочного тока,
как и в приборе АСА-1, является пояс Роговского, выполненный
в виде тороидальной катушки. Поскольку на выходе тороида
образуется сигнал, пропорциональный производной от тока, то
необходим интегратор для получения мгновенного значения сва-
рочного тока. Время интегрирования в приборе АСД-1 равно
полупериоду, следовательно, формула функциональных преобра-
зований может быть записана так:
Формирование сигнала, пропорционального мгновенному зна-
чению тока, соответствующее операции интегрирования, осуще-
ствляется при помощи операционного усилителя У1. На выходе
усилителя напряжение
<4
разделяется в соответствии со знаком полярности импульсов на
два канала. Импульсы положительной полярности проходят
через диодный квадратор ДК, а импульсы отрицательной поляр-
ности через диод Д1 и сопротивление R2 подаются на вход
второго операционного усилителя У2. По импульсам положи-
тельной полярности после соответствующих преобразований
определяется величина действующего значения тока. Импульсы
отрицательной полярности для определения величины тока не
используются, а служат для установки начальных (нулевых)
условий вычисления на втором усилителе-интеграторе У2. Для
изменения полярности входных импульсов тока в приборе уста-
новлен переключатель полярности П1.
Измерение действующих значений сварочного тока
427
Функциональное преобразование, выполняемое диодным
квадратором ДК, выражается следующим соотношением:
где iK — выходной ток диодного квадратора;
1Д — выходное напряжение первого интегратора.
Диодный квадратор обладает вентильными свойствами и рас-
считан на ограниченные по величине входные напряжения.
В данной схеме квадратор работает в диапазоне 0 < U2 < 100 в.
С выхода квадратора сигнал подается на вход второго инте-
гратора, в качестве которого используется операционный усили-
тель У2. На выходе этого усилителя получается напряжение
т
(Д = /г j iKdt.
о
Поскольку определение тока в приборе производится за полу-
период, то интегрирование тока квадратора необходимо вести
также в этом интервале времени. Перед интегрированием в каж-
дом новом полупериоде необходимо устанавливать начальные
(нулевые) условия на интеграторе (разряжать конденсатор цепи
обратной связи операционного усилителя У2). Для этой цели
интегрируется отрицательный импульс напряжения, поступаю-
щий с первого операционного усилителя У1. Напряжение на
выходе второго интегратора U3 уменьшается, и когда оно дости-
гает нулевого значения, открывается диод Д2 в цепи обратной
связи усилителя У2. При этом усилитель У2 превращается из
операционного в обычный с небольшим коэффициентом усиления,
поэтому напряжение Т'з становится близким нулю.
После второго интегрирования напряжение на выходе опера-
ционного усилителя U3 равно
г
2
о
Из этого выражения видно, что напряжение U2 пропорцио-
нально квадрату действующего значения измеряемого тока.
Так же, как и в приборе АСА-1, ддЯ «запоминания» напряже-
ния используется конденсатор С1. Он заряжается до наиболь-
шего значения напряжения U3, что соответствует квадрату дей-
ствующего значения сварочного тока в наибольшем полупериоде.
После окончания протекания сварочного тока конденсатор С1
отключается от цепи зарядки и подключается в цепь обратной
chipmaker.ru
Измерения параметров режима сварки
связи операционного усилителя У/ при помощи переключателя
П2. Проводимость входной цепи интегратора будет мала и кон-
денсатор С1 будет сохранять свой заряд длительное время, за
которое производится отсчет показаний прибора. Мощный
выход усилителя У7 позволяет использовать для измерении
стрелочный прибор.
Таким образом, показания стрелочного прибора, подключен-
ного к выходу операционного усилителя У/, будут пропорцио-
нальны действующему значению сварочного тока. Извлечение
Рис. 11.19. функциональная схема
прибора ACT-2
квадратного корня произво-
дится путем соответствующей
градуировки шкалы стрелоч-
ного прибора. Необходимая
чувствительность прибора
АСД-1 обеспечивается нали-
чием ряда диапазонов (5—
10—20—40 кв). Подключение
соответствующего диапазона
осуществляется ступенчатым
изменением проводимости вхо-
дной цепи первого интегратора при помощи сопротивления R1.
Сброс показании прибора производится кнопкой Д'.
В НИАТе разработан более простой прибор типа АСТ-2,
предназначенный также для измерения действующих значений
сварочного тока [133]. В отличие от прибора АСД-1 прибор АСТ-2
применяется лишь в тех случаях, когда сварочный ток не ме-
няется по программе цикла и возможно многократное повторение
процесса для проведения измерений.
Функциональная схема прибора показана на рис. 11.19. Дат-
чиком тока является пояс Роговского, выполненный в виде торо-
идальной катушки. Напряжение (7), снимаемое с тороида,
интегрируется простейшей /?С-цепью. Далее напряжение с кон-
денсатора С подается на квадратор, выполненный на купроксных
вентилях Д2 с вольт-амперной характеристикой, приближающей-
ся к квадратичной. Ток, протекающий через вентили, измеряется
стрелочным прибором магнитоэлектрической системы. Показания
прибора магнитоэлектрической системы соответствуют среднему
значению тока:
/4 = ~ z'p/f.
где о —ток, протекающий через прибор;
Т период.
Поскольку Zi = ki~. , то, следовательно, показания стрелочно-
го прибора пропорциональны квадрату действующего значения
сварочного тока.
Измерение действующих значений сварочного тока
429
Время успокоения электромеханической системы стрелочного
прибора значительно больше времени действия сварочного тока.
Поэтому в моменты времени, когда сварочный ток отсутствует,
на стрелочный прибор подается постоянное напряжение Uo от
стабилизированного источника. Источник подключается контак-
тами реле Р, которое срабатывает под воздействием сигнала с
тороида, поступающего через диод Д1.
При измерениях тока величина сопротивления R устанавли-
вается такой,чтобы отклонение стрелки прибора от измеряемого
сигнала и эталонного были одинаковыми. При достижении ра-
венства положение движка сопротивления R будет зависеть толь-
ко от величины действующего значения сварочного тока. Если
движок сопротивления R совместить с лимбом и протарировать
всю систему, то можно по положению лимба определить вели-
чину сварочного тока. Этот прибор прост по конструкции, но по
точности уступает АСД-1.
В ИЭС нм. Е. О. Патона разработан прибор, предназначен-
ный для измерения действующего значения сварочного тока кон-
тактных машин типа ИСТ-1. Прибор позволяет измерять сва-
рочный ток от 1 до 100 ка. Функциональные преобразования в
приборе выполняются в соответствии с блок-схемой, показанной
па рис. 11.17. Этот прибор отличается от предыдущих высокой
точностью «запоминания» измеряемого сигнала.
Измерительный прибор ИСТ-1 состоит из датчика сварочного
тока — пояса Роговского, выполненного в виде тороида, первого
интегратора, квадратора, второго интегратора, узла «запомина-
ния», узла разрядных импульсов и источника питания.
Датчик-тороид имеет две обмотки с отношением витков 9:11.
При измерении тока до 10 ка обмотки включаются согласно, а
при измерении тока от 25 до 200 ка - встречно (рис. 11.20).
1 [апряжение с обмоток тороида, пропорциональное производной
от тока, подается на первый интегратор (сопротивления R2—R7,
конденсатор С1 и левый триод лампы Л1). Переключателем П1
устанавливаются пределы измерения прибора.
С выхода первого интегратора напряжение подается на
квадратор. В качестве квадратора применена схема на лампе Л2
(левый триод), в которой сетка триода включена на катод через
сопротивление. Благодаря включению сопротивления получается
нелинейная положительная обратная связь, с помощью которой
можно в очень широких пределах регулировать форму кривой
анодной характеристики лампы. При больших сопротивлениях
сетка — катод показатель степени тока достигает 7/р. При малых
сопротивлениях показатель степени снижается до 3/з. Подбором
сопротивления получена квадратичная зависимость тока триода
от приложенного напряжения. Точность аппроксимации квадра-
тичной зависимости не ниже 1 - 2% в пределах изменения анод-
chipmaker.ru
Рис. 11.20. Принципиальная схема прибора ИСТ-}
Измерение действующих значений сварочного тока
431
кого напряжения до 100 в. Настройка схемы производится по
на'перед выбранной одной контрольной точке.
После квадратирования сигнал подается на второй интегра-
тор, который собран на лампах Л2 и ЛЗ и представляет собой
балансный усилитель, охваченный обратной связью. Особенно-
стью интегрирующего усилителя является то, что интегрирование
сигнала производится при нулевых начальных условиях, которые
обеспечиваются путем разрядки интегрирующего конденсатора
С4 после окончания действия измеряемого полупериода тока.
Разрядка производится через диод Д7 и правый триод лампы ЛЗ.
На выходе второго интегратора (сопротивления R21 и R22)
получается напряжение, пропорциональное действующему зна-
чению сварочного тока. Это напряжение подается в цепь «запо-
минания» (лампа Л5).
В качестве цепи «запоминания» применена схема, состоящая
из катодного повторителя на пентоде (лампа Л5), в цепь на-
грузки которого включен конденсатор С9. Конденсатор С9 заря-
жается до наибольшего значения сигнала, подаваемого на
управляющую сетку лампы. В такой схеме имеется зона мини-
мального дрейфа напряжения, когда заряд конденсатора сохра-
няется долго. В пределах этой зоны производится «запоминание»
напряжения. Погрешность запоминания не превышает 0,5% Uc
за 10 сек. Схема обеспечивает минимальные искажения сигнала
запоминания по амплитуде и частоте.
Напряжение «запоминания» подается на катодный повтори-
тель (лампа Л5), который с сопротивлением R32 образует плечи
моста. В диагональ моста включен стрелочный прибор типа М-24,
показывающий напряжение «запоминания», пропорциональное
действующему значению сварочного тока. Разряд конденсатора
С9 производится тиратроном Л6 в начале каждого измеряемого
полупериода тока.
При измерении промежуточных значений тока сварочного
импульса (например, при шовной сварке) необходимо переклю-
чателем П2 прекратить подачу сигнала на вход «запоминающе-
го» устройства. При этом «запоминается» эффективное значение
тока последнего полупериода.
Управление зажиганием тиратрона Л6 производится импуль-
сами, которые получаются на выходе усилителя на транзисторах
Т1 и Т2. На вход усилителя подается напряжение, пропорцио-
нальное току с сопротивления R25. После преобразований на
выходе усилителя (трансформатор ТрЗ) получаются остроконеч-
ные импульсы, синхронизированные измеряемым сигналом.
При помощи этого прибора можно записывать шлейфным
осциллографом на пленку преобразованную кривую тока. Преоб-
разованная кривая представляет собой ступенчатую кривую,
у которой амплитуда ступеньки пропорциональна действующему
chipmaker.ru
432
Измерения параметров режима сварки
значению тока за предыдущий полупер под, а длительность равна
одному полупериоду. Эта преобразованная кривая тока позволяет
оценивать длительные процессы сварки (особенно при несинусои-
дальных токах) по действующему значению в каждом полу-
периоде.
Питание прибора производится от стабилизированного ис-
точника (трансформаторы Тр1, Тр2, выпрямители Д9 — Д16, кон-
денсаторы СИ, С10, лампы JJ7, Л8). Колебание напряжения сети
практически не сказывается на показаниях прибора.
ЛИТЕРАТУРА.
1. Агафонов Н. Г. и др. Некоторые причины появления дефектов при
контактной сварке рельсов. «Автоматическая сварка», 1967, № 5.
2. Аксельрод Ф. А. и др. Контактная сварка. М., Профтехнздат, 1962.
3. Аксельрод Ф. А. и Донской А. В. Определение угла зажигания
вентилей по заданной программе изменения сварочного тока. «Автоматическая:
сварка», 1967, № 1.
4. Ахун А. И. Контактные электросварочные машины. М.— Свердловск.
Машгиз, 1953.
5. Б а б а т Г. И. Индукционный нагрев металлов и его промышленное при-
менение. М.—Л., «Энергия», 1965.
6. Б а л к о в е ц Д. С. Изучение строения и параметров процесса образова-
ния сварной точки. Труды НИАТ, 1952, № 84
7. Б а л к о в е ц Д. С. Методы контроля точечной сварки. «Автогенное ве-
ло», 1947, № 12.
8. Б а л к о в е ц Д. С. и Пономарев А. А. Прибор для дилатометриче-
ского контроля процесса точечной сварки. «Автогенное дело», 1951, № 8.
9. Б а л к о в е ц Д. С. и др. Точечная и роликовая сварка специальных ста-
лей и сплавов. М., Оборонгиз, 1957.
10. Берд и неких Г. С. О параметрах зарядного устройства конденса-
торной сварочной машины. «Автоматическая сварка», 1963, № 11.
11. Вертинов А. И. и др. Униполярные электрические машины. М«-Л..
«Энергия», 1966.
12. Б р а т к о в а О. Н. К расчету сварочного трансформатора конденсатор-
ной точечной машины. В сб. научных трудов МВТУ, 1955, № 69.
13. Браткова О. Н. Рабочий процесс контактной машины с накопле-
нием энергии в магнитном поле. «Электричество», 1957, № 2.
14. Браткова О. Н. Расчет магнитной цепи индукционной точечной ма-
шины на заданную величину энергии. «Автогенное дело», 1952, № 10.
15. Булатов Э. И. Двухимпульсная точечная сварка закаленных и на-
гартованных сталей. «Машиностроитель», 1963, № 3.
16. Веников В. А. Теория подобия и моделирование применительно к
задачам электроэнергетики. М., «Высшая школа», 1966.
17. Гавриш В. С. Устройство для однополупериодной контактной сварки
и устранения постоянной составляющей. «Автоматическая сварка», 1961. № 5.
18. Г е л ь м а н А. С. Быстродействующий терморегулятор ТС-3 для управ-
ления точечной сваркой. «Автогенное дело», 1946. № 3—4.
19. Гельман А. С. и др. Контактная стыковая сварка труб. М. Машгиз.
1957.
20. Гельман А. С. Контактная электросварка. М., Машгиз, 1949.
21. Гельман А. С. п Павличенко В. С. Влияние активного и пн-
дуктивного сопротивления стыковой машины на процесс сварки оплавлением..
«Сварочное производство», 1961, № 4.
22. Г е л ь м а н А С. Начальное электрическое сопротивление при точечной
сварке. «Автоматическая сварка», 1961, № 7.
23. Гельман А. С. Тепловой контроль процесса точечной сварки. «Авто-
генное дело», 1944, № 5—6.
Литература
chipmaker.ru
134
£4. Гельман А. С. Тепловые процессы при точечной сварке. В сб. «Во-
просы теории сварочных процессов». М.. Машгиз. 1948.
25. Гель и а н А. С. Технология и оборудование контактной электросвар-
ки. М.. Машгиз. I960.
26. Глебов Л. В. К расчету индуктивности вторичных контуров машин
тля контактной сварки. «Автоматическая сварка». 1964. № 7.
27. Г л у х а н о в Н. П. и Богданов Б. Н. Сварка металлов при высо-
кочастотном нагреве. М.— Л., Машгиз, 1962.
28. Голубев Д. В. Выбор напвыгодиейшего воздушного зазора в маг-
нитной цепи катушки. «Электричество». 1949, № 5.
29. Городецкий П. Г. Явление поверхностного эффекта при периоди-
ческих токах. «Автоматическая сварка», 1951, № 5.
30. Г о р о ж а и и н о в Н. Е. и М и х а л е в М. С. Особенности соединения
сталей Ст. 5, 35 ГС и Ст. 3 двухимпульсной точечной сваркой без предвари-
тельной зачистки. «Автоматическая сварка», 1962, № 12.
31. Горский В. В. и Бабкин Л. Т. Исследование процесса роликовой
сварки тонколистовой нержавеющей стали 1Х18Н9Т. «Автоматическая сварка»,
1960, № 1.
32. Горский В. В. и Бабкин Л. Т. Система автоматического регули-
рования процесса контактной сварки. «Автоматическая сварка», 1962, № 6.
33. Горский В. В. и Бабкин Л. Г. Устройство для измерения тепло-
зого расширения металла при роликовой сварке. «Автоматическая сварка»,
1960. № 10.
34. Губенко Т. П. и др. Автоматический контроль качества точечной
сварки по инфракрасному излучению. «Сварочное производство», 1963, № 2.
35. Г у л ь д е н б а л ь к А. Н. и ЗайцевМ. П. Ферромагнитный преоб-
разователь с датчиком Холла для измерения вторичных токов при контактной
сварке. «Автоматическая сварка», 1961, № 5.
36. Гульденбальк А. П. Применение эффекта Холла при исследова-
нии электромагнитных процессов в электрических цепях. «Известия вузов.
Электромеханика», 1959, № 5.
37. Г у л ь д е н б а л ь к А. П. Расчет максимального изменения магнитного
потока трансформатора установки конденсаторной сварки. Труды ЛПИ.
АЕ— Л., «Машиностроение», 1966, № 262.
38. Гуляев А. И. Приборы для контроля режима контактной сварки в
иеховых условиях. «Автоматическая сварка», 1961, № 1.
39. Г у х м а н А. А. Введение в теорию подобия. М., «Высшая школа»,
1963.
40. Детали и элементы радиолокационных станций. Т. II. Пер. с англ. Под
рсд. Брейтбарта А. Я. АЕ, «Советское радио», 1952.
41. Журавлев Б. В. Игнитронный преобразователь частоты для сва-
рочной машины. «Электротехника», 1966, № 9.
42. Зайцев М. П. Новые схемы и аппаратура управления сваркой. «Сва-
оочное производство», 1961, № 9.
43. Зайцев АГ П. Об электрических схемах машин для контактной свар-
ки металла малой толщины. «Автоматическая сварка», 1958, № 8.
44. 3 а й ц е в М. П. и Р о з о в II. А. Об использовании эффекта Холла при
исследовании процессов контактной сварки. «Вестник электропромышленно-
сти», 1958, № 5.
45. Зайчик Л. В. и др. Контактная электросварка легких сплавов. АЕ,
Машгиз, 1963.
46. 3 л о т и н Ю. А. и Поляченко А. В. Схема стабилизации зарядно-
го напряжения в машинах для конденсаторной сварки. «Автоматическая свар-
ка», 1966, № 10.
47. Кабанов Н. С. и Слепа к Э. С. Технология стыковой контактной
снарки ЛЕ, Машгиз, 1961.
Литература
435
48. Казакевич В. Е. Системы экстремального регулирования и некото-
рые способы улучшения их качества и устойчивости. В сб. «Автоматическое уп-
равление и вычислительная техника». ЛЁ, Машгиз, 1958.
49. Кацнельсон Н. А. Об унификации оборудования для контактной
сварки. «Автоматическая сварка». 1963, Ns 5.
оО. К и р д о И. В. и др. Высокочастотная сварка продольных швов сталь-
ных труб больших диаметров. «Автоматическая сварка», 1965, № 1.
51. Кир до И. В. и др. Контактная сварка продольных швов труб токами
радиочастоты. «Автоматическая сварка», 1961, Ns 7.
52. Кирпичев М. В. Теория подобия. М., Изд-во АН СССР, 1953.
53. Конев Ю. И. Кристаллические триоды в устройствах автоматическо-
го управления. М., «Советское радио», 1957.
54. Кононов Б. Н. Симметричные триггеры на плоскостных полупро-
водниковых триодах. М., Госэнергоиздат, 1960.
55. К о ч а н о в с к и й Н. Я. и 3 а й ч и к М. В. Применение постоянного то-
ка при контактной сварке. «Сварочное производство», 1963. Ns 1.
56. К о ч а н о в с к и й Н. Я. Машины для контактной электросварки. Гос-
эпергоиздат, 1954.
57. Куликовский А. А. Система городских распределительных сетей
низкого напряжения с искусственными нейтральными точками. «Электричест-
во», 1947, № 9.
58. Кучук-Яценко С. И. и Лебедев В. К. Контактная стыковая
сварка непрерывным сплавлением. Киев. «Наукова думка», 1965.
59. Ланкин Ю. Н. Автоматическое регулирование режима точечной свар-
ки по электрическим параметрам. «Автоматическая сварка». 1963. № 5.
60. Ланкин Ю. Н. Исследование устойчивости некоторых типов регуля-
торов для контактных машин. «Автоматическая сварка», 1963, Ns 7.
61. Ланкин Ю. Н. Регулятор сварочного тока для контактных машин.
«Автоматическая сварка», 1963, № 9.
62. Ланкин Ю. Н. Электромоделирование тепловых процессов при кон-
тактной точечной сварке. «Автоматическая сварка», 1967, Ns 7.
63. Ланкин Ю. Н. и М и щ е н к о В. П. Автоматический регулятор УРТ-3
для контактных точечных машин. «Автоматическая сварка», 1966, Ns 3.
64. Лебедев В. К. Анализ процесса разрядки электромагнитного акку-
мулятора. «Автоматическая сварка», 1963, Ns 4.
65. Лебедев В. К. Добавочные потери в обмотках импульсных транс-
форматоров для контактной сварки. «Автоматическая сварка», 1958, № 6.
66. Л е б е д е в В. К. К расчету сопротивления короткого замыкания транс
•форматора для контактной сварки. В сб. «Проблемы дуговой и контактной
сварки». М., Машгиз, 1956.
67. Лебедев В. К. Расчет индуктивности рассеяния трансформаторов
с учетом кривизны обмоток. В юбилейном сборнике, посвященном Е. О. Па-
тону. Киев, Изд-во АН УССР, 1951.
68. Лебедев В. К. Сопротивление короткого замыкания трансформато-
ра с симметричными дисковыми обмотками. «Автоматическая сварка», 1956,
Ns 3.
69. Л е б е д е в В. К. и Горбунов Г. В. Сопротивление короткого за-
мыкания стыковой машины и устойчивость процесса оплавления. «Автомати-
ческая сварка», 1958, Ns 3.
70. Лебедев В. К. и Гупало Ю. Д. Измерение энергии при контакт-
ной сварке. «Автоматическая сварка», 1951, № 4.
71. Лебедев В. К. и Корицкий В. А. Трансформатор для измерения
вторичных токов контактных машин. «Автоматическая сварка», 1962, Ns 1.
72. Лебедев В. К. и Подола Н. В. Выбор частоты тока для низко-
частотных контактных машин. «Автоматическая сварка», 1959, № 8.
73 Л е б е д е в В. К. и П о д о л а Н. В. О целесообразности применения
chipmaker.ru
436 Литература'
специализированных прессов для рельефной контактной сварки. «Автоматиче-
ская сварка», 1955. № 2.
74. Л е б е д е в В. К. и С и д о р е н к о М. Н. О сопротивлении гибкой пере-
мычки. «Автоматическая сварка», 1968, № 6.
75. Лебедев В. К. и Яворский Ю. Д. Применение критериев подобия
для определения режимов контактной сварки. «Автоматическая сварка»,
1960. № 8.
76. Марквардт Е. Г. Электромагнитные расчеты трансформаторов. М..
ОНТН, 1938.
77. Милях А. Н. и др Индуктивно-емкостные преобразователи источни-
ков напряжения в источники тока. Киев, «Наукова думка», 1964.
78. М о р а в с к и й В. Э. Сварка аккумулированной энергией. Киев. Гостех-
пзд-ат, 1963.
79. Мукосеев Ю. Л. Распределение переменного тока в токопо£Гводах..
М. — Л., Госэнергопздат, 1959.
80. Ней ман Л. Р. О методе точного измерения активного сопротивления
проводов сложной формы сечения. «Электричество», 1962, № 9.
81. Нейман Л. Р. Поверхностный эффект в ферромагнитных телах.
М. — Л., Госэнергопздат, 1949.
82. Нестрренко А. Д. Основы расчета электроизмерительных схем'
уравновешивания. Киев, Изд-во АН УССР. 1953.
83. Николаев Г. А. и др. Новая сварочная техника в приборострои-
тельной промышленности. М., «Высшая школа», 1961.
84. Никулин В. Н. и С кури хин В. И. Программный датчик задаю-
щих напряжений для автоматических регуляторов режима сварки. «Автомати-
ческая сварка», 1960, № 10.
85. Павличенко В. С. Контактная сварка изделий замкнутой формы..
М «Машиностроение», 1964.
86. Патон Б. Е. Некоторые задачи в области автоматического регулиро-
вания сварочных процессов. «Автоматическая сварка». 1958. № 4.
87. Патон Б. Е. и др. Автоматический регулятор напряжения электро-
шлаковой сварки. «Автоматическая сварка», 1956, № 4.
88. Патон Б. Е. и др. Безынерционные схемы автоматического регули-
рования процессов контактной сварки. «Автоматическая сваока», 1963. № 5.
89. П а т о и Б. Е. и др. Игнитронные регуляторы стыковой сварки. «Авто-
матическая сварка», 1957 № 1.
90. Патон Б. Е. и др. Контактная сварка магистральных трубопроводов.
«Автоматическая сварка», 1957, № 6.
91. Патон Б. Е. и др. Программирующее устройство на декатронах..
«Автоматическая сварка», 1962, № 5.
92. П а т о н Б. Е. и др. Универсальное программирующее устройство.
«Автоматическая сварка», 1961, № 7.
93. Патон Б. Е. и Гавриш В. С. Оптимальная система регулирования
энергетических параметров точечной и шовной сварки. «Автоматическая свар-
ка», 1961, № 4.
94. Патон Б. Е. и 3 а в а д с к и й В. А. Измерительный орган схемы
с игнитронным прерывателем. «Автоматическая сварка», 1958, № 2.
95. Патон Б. Е. и Завадский В. А. Некоторые особенности систем
регулирования сварочного тока с игнитронными прерывателями. «Автоматиче-
ская сварка», 1959, № 12.
96. Патон Б. Е. и Лебедев В. К. Электрооборудование для дуговой
и шлаковой сварки. М.. «Машиностроение». 1966.
97. П а ч е н ц е в Ю. А. Аппаратура для управления контактной точечной
машиной по величине теплового расширения металла. «Автоматическая свар-
ка», 1954, № 4.
98. Па чепце в Ю. А. Головки повышенной частоты для двухточечной
сварки. «Автоматическая сварка», 1958, № 4.
.Литература
437
99. Паченцев Ю. А. Регулирование процесса точечной сварки по вели-
чине перемещения электродов сварочной машины. «Автоматическая сварка»,
1951, № 5.
100. Паченцев Ю. А. и Сидоренко М. Н. Малогабаритные свароч-
ные трансформаторы промышленной частоты. «Автоматическая сварка».
1958. № 6.
101. Пент его в II. Б. Измерение и запись импх тьсов сварочного тока
с использованием плоских шунтов. «Автоматическая сварка», 1964 № 2.
102. Пен тегов И. В. Схема резонансно-импульсной конденсаторной
машины для шовной сварки металлов малых толщин. «Автоматическая свар-
ка». 1961, № 5.
103. П е н т е г о в II В. Электромагнитные процессы при разрядке батареи
конденсаторов на сварочный трансформатор. В сб. «Сварка специальных ме-
таллов и сплавов». Киев. «Наукова думка», 1963.
104. Петров Г. Н. К теории расчета рассеяния трансформаторов. «Элек-
тричество», 1948, № 3.
105. Петров Г. Н. Трансформаторы. М., Госэнергопздат, 1934.
106. Пин с кер А. П. Применение полупроводниковых генераторов Холла
в автоматике. Киев, Гостехиздат, 1961.
107 Подола Н. В. Коэффициент мощности контактных машин с игнит-
ронным управлением. «Автоматическая сварка», 1960, № 3.
108. Подола Н. В. О тепловом расширении металла при контактной
шовной сварке. «Автоматическая сварка», 1952, № 4.
109. Подола Н. В. и Кривонос В. П. Самонастраивающаяся система
регулирования режима контактной стыковой сварки оплавлением. «Автомати-
ческая сварка», 1964, № 3.
110. Подола И. В. и Кучук-Яценко С. И. Контактная стыковая
сварка токами низкой частоты. «Автоматическая сварка», 1957, № 1.
111. П о д о л а Н В. и М а с а л о в Ю. А. Цифровые системы управления
контактными машинами на основе коммутаторных декатронов. «Автоматиче-
ская сварка», 1963, № 5.
112. Рихтер Р. Электрические машины. Т. I., ч. 3, М.— Л., ОНТИ, 1935,
т. IV, М, —Л., OHTIL 1939.
113. Рыськова 3. А. Трансформаторы для контактных электросвароч-
ных машин. М. — Л.. Госэнергопздат, 1963.
114. С а х а ц к и и Г. П. и Черненко II А. Исследование прессовой сты-
ковой сварки сталей. «Автоматическая сварка», 1965, № 9.
115. Скачко Ю. Н. Расчет сопротивления сварочной цепи при радиочас-
тотной сварке. «Автоматическая сварка», 1966, № 2.
116. Скачко Ю. Н. Расчет тепловых процессов при радиочастотной
-сварке. «Автоматическая сварка», 1964, № 2.
117. Скачко Ю. Н. Электромагнитные параметры сварочной цепи при
радиочастотной сварке. «Автоматическая сварка», 1965, № 10.
118. Скурихии В. II. и др. Вычислительные устройства в схемах кон-
тактной сварки. В сб. «Вопросы вычислительной техники». Киев. Гостехиздат.
1961.
119. Слухоцкий А. Е. и Рыск ин С. Е. Индукторы для индукцион-
ного нагрева машиностроительных деталей. М.—Л Машгиз, 19о4.
1’20 . Справочник по машиностроению. Т. 6. М.. Машгиз, 1947.
121. Степаненко II. П. Основы теории транзисторов и транзисторных
едем. М„ «Энергия». 1967.
122. Столбов Ю. И. Прерыватель сварочного тока для точечных машин
с лтсктронным счетчиком энергии. «Сварочное производство». 1963. ЛЬ 7.
123. Тазьба С. М. К расчету токов шунтирования при контактной двух-
точечной сварке. «Автоматическая сварке». 1961. № 2
124. Тепловые процессы при контактной сварке. Под ред. Рыклина И. Н.
М„ Изд-во АН СССР, 1959.
chipmaker.ru
438 Литература
125. ТоЗонн О. В. Многофазные промышленные тоководы. Справочник.
Киев. «Наукова думка», 1966
126. Финн ер Л. Н. Система автоматической оптимизации. «Электриче-
ство», 1960, № 8.
127. Фрол кин В. Г. Импульсные устройства. М., «Машинострое-
ние». 1966.
128. Хазов В. Я- Электрические процессы при стыковой сварке алюми-
ния и меди. «Автоматическая сварка», 1966, № 2.
129. Харкевич А. А. Спектры и анализ. М., Гостехиздат, 1953.
130. Хольм Р. Электрические контакты. М. Изд-во иностр, лит., 1962.
131. Цыпкин Я. 3. Расчет процессов в нелинейных системах прерывис-
того регулирования. «Автоматика и телемеханика», 1956, т. XVIII, № 6.
132. Цыпкин Я. 3. Теория импульсных систем. М., Физматгиз, 1958.
133. Ч у л о ш н и к о в П. Л. и В е р д е н с к и й В. Б. Контроль процесса
при точечной и роликовой сварке. М., Машпром, 1965.
134. Чулошников П. Л. и Петров А. Г. Вопросы контроля контакт-
ной сварки. «Авиационная промышленность», 1960, № 7.
135. Шатер ин М. А. Автоматизация стыковой сварки инструмента.
«Сварочное производство», 1961, № 12.
136. Шестаков А. И. и Россошинский А. А. Прессовая сварка
катаных профилей из алюминиевых сплавов. «Автоматическая сварка»,
1962, № 5.
137. Яворский Ю. Д. и Лебедев В. К. Режимы точечной сварки
малоуглеродистой стали. «Автоматическая сварка», 1963, № 8.
138. Яворский Ю. Д. Физическое моделирование контактной сварки
непрерывным оплавлением. «Автоматическая сварка», 1965, № 11.
139. Archer G. R. A new system for automatic feedback control of resis-
tance spot welding «Welding Journal», 1960, № 4.
140. Archer G. R. Feedback and NOR logic yield sound spot welds.
«Electronics», 1960, № 8, February 19.
141. Archer G. R. Successful welding of foil gages. «Welding Journal»,
1960, № 4.
142. В a d о r f G. Schweifibegrenzer mit elektronischer schweifistromkontrolle.
«Funk-technik», 1957 № 19.
143. Cooper B. Better welds through regulated welding current. «Welding
Journal», 1944, № 1.
144. Grant W. A. Evaluation of electronic-monitored resistance welding
control. «Welding Journal», 1962, № 6.
145. Fetcher J. R. Spot welding control and supervision. «Welding
Journal», 1941, № 10.
146. Fraser H. J. Controller integrates spot welding current. «Electro-
nics», 1956, v. 29, № 8.
147. Milcke H. Steuerung der Shcweifizeit in Abhangigkeit vom Wider-
standsverlauf zwischen den Elektroden. «Schweifien und Schneiden», 1967. Xs 4.
148. Miller N. P. and Kovalianskas A. A. An ampere-squared-second
indicator for resistance welding. «Electrical Engineering», 1950, № 69(4).
149. Prevost R. Automatic centrol of spot welding. «Welding and Metal
Fabrication». 1967. v. 35, № 5.
150. S incl er C. and Parker F. Regulated and programmed resistnace
welding control systems. «Welding Journal», 1957, v. 36, Xs 5.
151. Teece C. J. Resistance welding control. «Electrical Times», 1956. Xs S
152. Van S c i v e r. Resistance welding control. Pat. L'SA, Xs 284859"
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие
Раздел первый
ЭЛЕМЕНТЫ СВАРОЧНОЙ ЦЕПИ
Глава 1. Особенности сварочного контакта 7
§ 1. Нагрев металла методом сопротивления 9
§ 2. Нагрев металла методом оплавления . 24
§ 3. Подобие процессов сварки .... 38
Г л а в а 2. Вторичная цепь контактной машины . . 46
§ 4. Конструкции вторичных цепей .... .46
§ 5. Расчеты параметров вторичных цепей........................................... 50
§ 6. Способы снижения сопротивления короткого замыкания машин 5,
Раздел второй
УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССАМИ СВАРКИ (МАШИНЫ ПРОМЫШЛЕННОЙ
ЧАСТОТЫ)
Глава 3. Управление процессами точечной и шовной (роликовой)
сварки ................................................. . 71
§ 7. Классификация систем управления........................71
§ 8. Особенности управления при помощи игнитронов ц тиристоров 76
§ 9. Некоторые принципы построения систем управления 86
§ 10 Анализ точности схем управления ... . 92
§ 11. Регуляторы времени................................... 114
§ 12. Фазовращатели........................................ 124
§ 13. Универсальные программирующие устройства .... 130
Глава 4. Автоматическое регулирование процессов точечной и шовной
(роликовой) сварки............................. . 140
§ 14. Анализ возмущающих воздействий........................140
§ 15. Классификация п обзор систем автоматического регулирования 145
§ 16. Технологические характеристики автоматических регуляторов
электрических параметров....................................156
§ 17. Схемы автоматических регуляторов электрических параметров 162
§ 18. Анализ систем автоматического регулирования электрических
параметров..................................................169
§ 19. Автоматическое регулирование при однополупериодной сварке 180
§ 20. Автоматическое регулирование по величине перемещения элек-
тродов сварочной машины.................................... 190
Глава 5. Управление процессом стыковой сварки оплавлением 202
§ 21. Параметры режима сварки и возмущающие воздействия . 202
§ 22. Управление предварительным подогревом ................208
§ 23. Программное управление процессом оплавления . ' 14
§ 24. Системы с обратными связями . . . 226-
Раздел третий
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ СПЕЦИАЛЬНЫХ КОНТАКТНЫХ МАШИН.
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Глава 6. Преобразователи частоты и числа фаз
§ 25. Машины постоянного тока .
§ 26. Однополупериодные низкочастотные машины .
§ 27. Низкочастотные машины.....................
239
239
245
252
Оглавление
chipmaker.ru
440
Глава 7. Аккумуляторы энергии ... 265
§ 28. Способы накопления энергии и передачи ее в сварочный контур 265
§ 29. Процессы зарядки конденсаторов и разрядки их на сварочную
нагрузке............................................ . ' . 274
§ 30. Процессы в электромагнитном аккумуляторе . . 292
Глава 8. Трансформаторы для контактных машин переменного тока
промышленной частоты........................................ 301
§ 31. Особенности конструкций и вопросы расчета..............301
§ 32. Сопротивление короткого замыкания трансформатора с ци-
линдрическим витком ....................................... . 309
§ 33. Сопротивление короткого замыкания трансформатора с сим-
метричными дисковыми обмотками..............................319
> 34. Сопротивление короткого замыкания трансформатора с не-
симметричными дисковыми обмотками.......................... . 326
§ 35. Примеры расчетов сопротивления короткого замыкания . 336
Г лава 9. Особенности расчета некоторых специальных трансформа-
торов .......................................................354
§ 36. Четыредобмоточный трансформатор для преобразователя ча-
стоты и числа фаз . . .... . 354
§ 37. Трансформаторы для конденсаторных машин 364
§ 38. Трансформатор-аккумулятор..............................368
§ 39. Добавочные потери в обмотках импульсных трансформаторов 372
Раздел четвертый
СВАРКА ТОКАМИ ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЫ
Глава 10. Параметры сварочных цепей 381
§ 40. Прессовая сварка.......................................381
§ 41. Сварка с использованием эффекта близости — радиочастотная
сварка , . . ..... 386
Раздел пятый
ИЗМЕРЕНИЯ
Г л а в а 11. Измерения параметров режима сварки 399
§ 42. Особенности измерений параметров режима сварки 399
§ 43. Датчики сварочного тока............................... 406
§ 44. Измерение амплитудных значений сварочного тока 418
§ 45. Измерение действующих значений сварочного тока . . 425
Литература ..................................................... 433
Борис Евгеньевич Патон, Владимир Константинович Лебедев
ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Редактор издательства Т. Е. Череишеиа. Технический редактор И. Ф. Дёмкина
Корректор .4. Е. Мишина. Оформление художника .1. Я. Михайлова
Тираж II 000 экз. Печ. л. 27,5 Бум. л. 13,75 Уч.-изд. л. 27,5
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ». Москва. Б-66, 1-й Басманный пер., 3
Экспериментальная типография ВНИИПП
Комитета по печати при Совете Министров СССР
Москва, К-51, Цветной бульвар, 30