/
Текст
ДВ ГЛЕБОВ, Н. А. ПЕСКАРЕ В ДО ФАЯ БАУМ
РАСЧЕТ
КОНСТРУИРОВАНИЕ
МАШИН
КОНТАКТНОЙ
СВАРКИ
ПРЕДИСЛОВИЕ
За годы, прошедшие после выхода первого издания
книги <Расчет и конструирование машин контактной сварки» кон-
тактная сварка получила дальнейшее развитие и применение в раз-
личных отраслях промышленности и на транспорте.
Были освоены н стали серийно выпускаться новые типы обору-
дования для контактной сварки, и в первую очередь машины для
контактной сварки с выпрямлением тока на вторичкой стороне,
мощные конденсаторные машины для контактной точечной сварки,
двухтрансформаторпые прессы для рельефной сварки, серин много-
электродных машин для различных отраслей промышленности,
позволившие значительно снизить трудоемкость изготовления раз-
личных изделий в массовом производстве.
Получили дальнейшее развитие автоматические поточные ли-
нии, в которых совмещаются различные технологические операции
по формообразованию заготовок и их последующей сварке.
Созданы различные тины автоматов н полуавтоматов, в которых
при помощи контактной сварки полностью автоматизировано нз-
готовле ие различных деталей из плоских н круглых заготовок.
Совмещение операций по формообразованию свариваемых де-
талей и их последующей свврке в готовое изделие позволило резко
повысить производители ость труда н значительно снизить трудо-
емкость изготовления большого числа узлов и деталей, применяе-
мых в различных отраслях промышленности.
Стремление к повышению качества сварки и снижению доли
тяжелого и трудоемкого ручного труда привело к созданию и при-
менению в промышленности различных типов роботов, выполняю-
щих как сборочно-транспортные, твк и сварочные операции.
Получила свое дальнейшее развитие и совершенствование аппа-
ратура -управления машин контактной сварки. Создание новых
типов регуляторов цикла сварки н шкафов управления комплекс-
ными поточно-сварс чнымн линиями н автоматами нв основе раз.1 нч-
ного типа логи lecKiix элементов, интегральных схем и мпкро-ЭВМ
значительно повысило точность и надежность работы как самой
аппаратуры управления, так и всего оборудования для контактной
сварки в целом. Новая аппаратура управления, имеющая значи-
тельно больше технологических возможностей, позволила расши-
рить область сва нваемых толщин и материалов.
Задачи, поставленные партией на XXVI съезде КПСС по всесто-
ронней интенсификации произво ства ускорению научно-техниче-
з
ского прогресса, росту производите.'ьностн труда, для своего
выполнения требуют современного оборудования дли контакт-
ной сварки.
Новое сварочное оборудование для контактной сварки в первую
'очередь должно решать задачи повышения производительности
труда, снижения металлоемкости и увеличения долговечности ма-
шин, улучшения нх технико-экономических показателей. При этом
необходимо предусматривать возможность использования машин
кв поточных линиях.
'-^Разработка новых типов машин контактной сварки должна про-
изводиться на основании рядов пред ючтительных чисел обеспе-
чивающих необходимую за ономерность роста параметров машины
и взанмосв зь между ними.
В связи с большим объемом работ но комплексной механизации
и автоматизации производства, резкому снижению доли ручного
труда в промышленности встает вопрос о создании новых типов
машин контактной сварки для поточных линий, а также унифици-
рованных узлов и деталей (приводдавлення, электрододержателн,
сварочные трансформаторы и др.), из которых машиностроительные
заводы могли бы сами собирать необходимые им сварочные машины,
непосредственно встраиваемые в поточные линии.
Решение этих задач может быть облегчено обобщением опыта
отечественного и зарубежного электросварочного мани построения
по созданию нового, совершенного оборудования, чему и посвя-
щена данная книга. Авторы ее использовали многолетний опыт
работы па ведущем в Советском Союзе предприятии по производ-
ству электросварочного оборудования — заводе «Электрик», а
также достижения ИЭС нм. Е. О. ^Патона, ВНИИЭСО и других
предприятий и институтов страны
Во втором, переработанном и дополненном издании книги «Рас-
чет и конструирование машин контактной сварки» введены главы
и разделы по расчету силовых цепей машин контактной сварки,
многоэлектродным машинам и поточным линиям сварочным ро-
ботам, механическим расчетам литой изоляции трансформаторов
машин контактной сварки и рассмотрены вопросы техннко эконо-
мических показателей электросварочного оборудования для кон-
тактной сварки, отражающие последние достижения в области рас-
чета и проектирования современных машин контактной сварки.
Главы I, 2, 5, 6, 7 и 9 написаны Л. В. Глебовым, главы 3 и 4 —
И А. Песк. ревым, глава 8 — Д. С. Файгенбаумом. Глава 10 на-
писана совместно Л. В. Глебовым и Н. А. Пескаревым.
Замечания и пожелания по книге просьба направлять по ад-
ресу: 191041, Ленинград Марсово поле, д. 1, Ленинградское отде-
ление Энергоиздата.
Авторы
ГЛА8А ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
ПО МАШИНАМ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
1-1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ МАШИН
Поз машинами контактной сварки подразумевается шнро
кнй комплекс электросварочного оборудования, предназначенного для раз-
личных витон точечной, рельефной, шовной и стыковой контактной сварки
изделий из листового и профильного металла.
Современные машины контактной сварки в ряде случаев являются слож
нымг агрегатами, в которых наряду с тем илн иным видом контактной сварки
осуществляется большое число операций, связанных с формообразованием
свариваемых деталей, их установкой и центровкой под сварку, снятием грата
и другими операциями, позволяющими полностью автоматизировать и меха-
низировать ipenecc изготовления р . чных злов и деталей в массовом
производстве.
Все зто вместе взятое значите, ыю расширило область применения кон-
тактной сварки в различных областях промышленности и способствовало
наряду с повыше! геи производительности труда созданию нового комплекс-
ного з. ектросварочиого оборудования, совмещающего в себе различные тех-
нологические процессы — штамповку высадку, гибку, резку и другие, объе-
динению в единую поточную линию различных машин контактной сварки,
ос । ествтяющих все необходимые виды контактной сварки
Контактной сваркой можно спаривать детали из различных материалов —
мааоуглер!. той и нержавеющих сталей, легких сплавов на основе алюми-
ния, некоторых марш бронзы, титана и его сплавов и ряда других материа-
лов. Б.мюдяря высокому качеству сварных соединений н большой произво-
дительности контактная* сварка получила большое распространение в раз-
личных отраслях промышленности, и в первую очередь в массовом произ-
водстве — автомобилестроении, сельхозмашиностроении, авиастроении, тран-
спортном машиностроении, строительстве и на транспорте
Область применения того или иного типа контактных машин зависит от
конструкции свариваемых деталей, характера производства п энергетиче-
ских возможностей предприятия.
Наибольшее распространение получили машины для контактной точеч-
ной сварки. Контактная точечная сварка широко применяется при изготов-
лении деталей из листовых конструкций и пр сварке арматуры железобе-
тона В связи с широкими возмож! остями точечной сварки н разнообразием
конструкций свариваемых узлов и деталей машины для контактной точечной
сварки имеют различное конструктивное оформление и широкий диапазон
мощностей Широко используются для контактной точечной сварки универ-
сальные стационарные и подвесные машины различных типов п конструкций
В массовом производстве, особенно в автомобилестроении, сельхозмашино-
строении и строительной индустрии, ш ipoxo применяются различные типы
многоэлектродных машин н поточные линии, объединяющие сварочные н
сбо[ шые операции.
В массовом производстве наряду с точечной сваркой нашла широкое
применение н рельефная сварка. Специфические особенности рельефной сварки
и необходимость выполнения спсцпалъных рельефов на свариваемых деталях
обусловили ее использование только в тех случаях, когда требуется высокий
5
производительность, а точечная снарка ряда Слизко расположенных точек
затруднена. Машины для рельефной сварки, как правило, yi иверспльные,
позволяющие при использовании о< сгвующнх приспособлений свари-
вать детали различных конфигураций. Применяется рельефная сварка н
в многоэлектродных машинах при сварке деталей, где точечная сварка пп
тем или иным причинам затруднена или невозможна. Рельефной сваркой
свариваются в основном детали из малоуглеродистой стали.
Машины для контактной шовной сварки применяются в различных про-
изводствах, где требуется сварка дета-ей прочноплотным швом. Так как
шовная сварка является разновидностью точечной, то ею можно сваривать
все материалы, которые свариваются точечной сваркой. Машины для кон-
тактной шовной сварки очень разнообразны по своей конструкции. Они при-
меняются для сварки узлов и деталей, а также в поточных линиях но меха-
нической. термической и химической обработке металла для сварки отдель-
ных полос в непрерывную ленту. Применяется шовная сварка и в много-
электродных машинах для сварки шкафов холодильников и других деталей,
например отопительных батарей, требующих прочионлотного шва.
Контактная стыковая сварка нашла широкое применение в различных
производствах, особенно в инструментальном, котлостроеини. при изготов-
лении арматуры же. 6eTOi а строительстве трубопроводов и железнодо-
рожных магистралей Широко нс юльэуется стыковая сварка в поточных
зиииях производства труб и прокатки металла Машины для стыковой кон-
тактной сварки позволяют сваривать детали различных конфигураций нэ
различных марок сталей, легких сплавов, титана и других материалов.
Большая область свариваемых сечений и материалов, высокая произво-
дительность п эффективность как в ма совом, так н в индивидуальном произ-
водстве обусловили создание стыковых машин самых разнообразных кон-
струкций и различных мощностей.
Кроме универсальных стыковых машин, обеспечивающих широкий ас-
сортимент свариваемых деталей сечением от долей квадратного миллиметра
до 40 000 мм4, имеется ряд конструкций стыковых машин, предназначенных
для работы в поточных линиях, где наряду со сваркой осуществляются уста-
новка и центровка детали перед сваркой, гибка и другие формообразования
деталей, а также синяке грата поеме сварки.
За последние годы в массовом пронзводстпе начинают находить широкое
применение роботы различных конструкций. Роботы выполняют как опе-
рации сварки, так и транспортировки различных узлов и деталей. Они яв
ляются неотъемлемой принадлежностью отдельной машины контактной
сварки пли поточной липни, а в ряде случаев и входят в се конструкцию.
Включение роботов в конструкцию машины контактной сварки или поточ-
ной .IIIIIIUI во многом изменяет представление о машинах контактной сварки.
С помощью роботов становится возможным осуществить фиксацию свари-
ваемой детали, правильно расположить свариваемые точки, обеспечить
необходимую производительность и контроль за выполнением операций
сварки.
1-2. КЛАССИФИКАЦИЯ МАШИН
ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ВИДОВ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Несмотря на большое разнообразие типои машин контакт-
ной сварки и их конструктивных особенностей, все они могут быть разбиты
на группы и классифицированы по ряду объединяющих их признаков.
По виду сварки — тс )счпые, рельефные, шовные и Стыковые.
По роду привода давления — с рычажным, пружинным, винтовым, элек-
тродвнгательпым, пневматическим и гидравлическим приводом В отдельных
случаях возможна комбинация приводов, например пневмогидравлический
привод
По роду интапип — от однофазной или трехфазной сети промышленно}!
частоты от однофазной или трехфазной Сети пониженной или повышенной
«
часто!ы; энергией, запасенной в магнитных или электрических полях, акку-
муляторах. вращающихся массах.
По роду управления сварочным процессом — псаптоматнчссхпс. аато-
матическне, с программированием сварочного инк я
По роду установки машины — передвижные, подвесные, стационарные
По назначению — универсальные и специализированные.
По роду выполняемых операций — сварочные; с совмещением сбороч-
ных н сварочных операций н комплексные — с изготовлением и формообра-
зованием деталей, подлежащих сварке,
По форме сварочного импульса — пер менного тока, переменного тока
с модуляцией переднего н заднего фронта, низкочастотные, с выпрямлением
тока на вторичной стороне, импульсные, с изменением формы импульса в
процессе сварки.
В каждой группе сварочных машин может быть проведена далы ейшая
кла епфнкация па основании признаков, характеризующих тот нлн иной
вид сварки. Так, например, точечные и рельефны машины могут классифи-
цироваться по числу одновременно свариваемых точек, по х рактеру движе-
ния электрода, по роду токоподвода к свариваемым изделиям. Шовные ма
шины — по виду сварки, расположению свариваемых твои, по характеру
вижепия изделия в процессе сварки, по характеру привода электродов
Стыковые машины — ио виду сварки, по устройству станины, по способу
токоподвода к свариваемым изделиям и многим друз им схожим црнзиакам*.
Приведенная классификация охватывает только основные признаки
и не может полное ыо учесть все разнообразие существующих конструкций
машни контактной сварки, н особенно специальных. Однако она дает поз-
мо.ы1хть обоснованно подойти к обозначению ра:. ич> ых типов машин кон-
тактной сварки. В принятой в Советском Союзе системе обозначения
машин контактной сварки первая буква (А, М) характеризует изделие —
автомат, агрегат, машина. Вторая буква (Т, Ш, С, Р) - вид сварки, точеч-
ная, шовная, стыковая, рельефная. Третья буква (В, М, К) — отличительный
признак машины, с выпрямлением на вторичной стороне, миогоэлектродная,
конденсаторная В отдельных случаях применяют четвертую букву (Р
подчеркивающую paAiaibiioe движение сварочного электрода. Следующие
после буквенного обоз 1ачеиия через дефис первые две цифры дают номи-
нальный сварочный ток в килоамперах, две последние —номер модели. По-
следние два знака — буква и цифра — характеризуют исполнение н катего-
рию изделия Кроме приведенного обозначения типов, mi jtiic фирмы >риме-
ияют другие методы цифрового или буквенного обозначения, ког а каждая
цифра условно дает представление о каком-нибудь параметре машины
1-3 РЕЖИМЫ РАБОТЫ
Работа машины контактной сварки происходит все щфц-
ческих условиях, обусловленных технологией того или иного вида контакт-
ной сварки. Однако общими для всех видов машин контактной сварки ящ
ляются постоянные чередования включения и выключения сварочного тока,
связанные с установкой деталей для сварки, снаркой. выдержкой их
под давлением после варки, съемом деталей и другими операциям I. Такой
режим, прн котором имеет место регулярное чередование времени работы
(включения сварочного тока) и времени пауз (выключения сварочного тока),
но нт название повторно кратковременного режима
Повторно-кратковременный режим характеризуется отношением вре-
мени сварки (с, к времени полного цикла 1и, состоящего па уммы времени
сварки ‘с, и времени паузы tt и обозначается П
ПВ = - ,св — 100=.' 100. (JI)
Режим повторно-кратковременного включения (ПВ) является одной з
основных характеристик мащнн контактной сварки, он выражается в про-
7
центах и наряду с номппальиыч сварочным током н моими тью машины дает
представление о допустимых uaipyaxax и технологических возможностях
машины при сварке тех пли иных деталей.
Приравняв потерт и длительном и повторно-кратковременном режимах,
получим
'Ui = 'кА -~ГГ; Ли - /хр Г ПВ . , (1-2; 1-3)
•с» т *п
где /д, — ток при длительном режиме: /ир — ток при повторно-кратковре-
менном режиме; гк — активное сопротивление машины, нр тведеиное к пер-
вичной обмотке тр ,сфо[ мвтора
Соотношение (1-3) является основным, онр деляющнм зависимость ме-
жду длнтшытым и кратковременным токами п ПВ машины.
Аналогичное еоотпошеиие существует между вторичными токами и мощ
костью машины*
(f дл — Лир I ПВ ^ДЛ ~ ^Кр 1 ПВ , (I 4)
Де /тдл. Иц„ — длительные вторичный ток и мощность машины; /;кр. SKP —
кратковременные вторичный ток и мощность машины
Введя понятия о длительной и кратковременной мощностях, необходимо
останов! ться на их определениях
Длите, ыюй нлп тепловой, мощностью машппы Хдл называют мощность
в киловольт-амперах, которую машина может отдавать при работе в дли-
тельном режиме без недопустимого перегрева ее час-ей. Длительная мощ-
ность определяется условиями охлаждения рн данной констрзкцнн машины
и трансформ тора
Кратковременной мощностью машины SKP называют мощность в кило-
вольт-амперах. которую машина может отдавать при работе в повторно-
кратковременном режиме при заданном эначен ш ПВ без недопустимого пе-
регрев ее частей Кратковременной мощность лашииы может быть различ-
ной в зависимости от длительной мощности и принятого значения ПВ, ио
она никогда не может быть больше максимальной электрической мощности
машины, зависящей от ее электрических параметров к конструктивных осо-
бенностей (вторичное напряжение сварочного раисформатора, сопротивление
сварочной цепи и т. д )
При проектировании машины ко пактной сварки стремятся к соблюде-
нию соответствия между кратковременной н длительной мощностями при
определен! ых выбранных ПВ. обеспечивающих контактную сварку деталей
с требуемой производите, ьностью Однако встречаются маши- ы с больш й
кратковременной и малой тепловой мощностью пли с большой тепловой,
но ма. ой кратковременной мощностью. В первом случае пеобхгд imo снижать
производительность при сварке, обеспечиваемой кратковременной мощностью
машины Во втором случае нельзя получить необходимой производительно-
сти из-за более мягкого режима, в котором машина работает при недостатке
электрической мощности, хотя ее те |лпвая чощ 'ость позволяет работать
в более жестк! х режнз ах
Отношение SKP показывает, как полно используется электрическая
мощность машины Чем меньше ПВ машины тем полнее используется ее
чпентрнческая мощность Применяя формулу (I 3). можно составить обоб-
щенную формулу, позволяющую рассчитать юбой кратковременный ток
прн любом значении ПВ зная ток /о при ПВ
^/„/ПБо/ПБв. (15)
где /о — ток прн ПВО. 1g — ток прн ПВд •
Различные типы машин работают при различных ПВ. обуслов. еиных
характером их работы
Приведенное понятие ПВ основано па условиях нагрева узлов п дета ей
машины, нс изменяющих своего сопротнвлеш я в зависимости от тока, про-
ходящего по ним (трансформатор, вторичный контур н т. д.).
8
номинального сварочного тока нл усилие сжатия и вылет машины.
Используя все эти показатели, надо сразу же оговориться, что, при-
меняя их, можно сравнивать только машины, кото, ые не очень
отличаются друг от друга по своим техническим данным — номи-
нальному или длительному току, вылету и раствору, усилиям
на электродах, ПВ н другим показателям. В противном случае
удельные показатели будут резко отличаться между собой и не-
возможм о достаточно объективно сравнить машины между собой.
Рассмотрим, какой же показатель металлоемкости наиболее
пригоден для сравнения различных типов машин контактной
сварки.
/Каждая машина контактной сварки представляет собой сложное
электромеханическое устройство, в котором осуществляются созда-
ние усилия на свариваемых деталях, включение сварочного тока
н управление процессом сварки. Таким образом, машина может
быть разбита на два комплекса — механический, создающий уси-
лие на электродах, и электрический, обеспечивающий нагрев и
сварку детален. Металлоемкость первого комплекса обусловлена
значением усилий на электродах, второго — сварочным током,
конфигурацией, материалом, толщиной или сечением свариваемых
деталей^
По условиям технологии сварки всегда бывает задана жесткость
машины — допустимое вертикальное смещение электродов точеч-
ных, рельефных н шовных машин, смещение губок стыковых ма-
шин. В этих условиях мерилом металлоемкости механической ча-
сти машины может служить изгибающий момент в «опасном сече-
нии» корпуса.
Точно так же электрические параметры машины — первичное
напряжение и сварочный ток — ограничены допустимым нагревом
токоведущнх узлов и деталей. В этих условиях мерилом металло-
емкости электрической части может служить тепловая (длитель-
ная) мощность машины Масса входящей в машину аппаратуры
управления, за исключением игнитронных пли тиристорных кон-
такторов и других включающих устройств, не зависит от свароч-
ного тока. Ее масса и габариты определяются заданным циклом
сварки, условиями стабилизации сварочного тока при колебаниях
напряжения сети и схемой пнтання машины (переменного тока,
конденсаторная, с выпрямлением и т. д.). Если обозначить массу
механической части машины т*, электрической и аппаратуры
управления /п„. можно рассчитать удельный показатель металло-
емкости машины-
'««=-77- + —+ -?-•
М Одл San
(1-6)
где М = NI— изгибающий момент; N — номинальное усилие на
электродах, I — вылет машины, или расстояние от несущей стенки
корпуса до оси свариваемых деталей при стыковой сварке; S& —
13
Рис. 1-1 Зависимость удельной металлоемкости однофазных машин пере-
менного тока от МЯщ, а — точечные машины (/. 3, 4 — типа 602 (ARO
2 — типа МТ-12, I6.T5, 40; 5 — типа Р (LEW): б — типа МТ-60, 120, 190;
7 — типа Р (Sciaky); б — шовные машины (/ — типа МШ; 2 — типа МШИ);
в — рельефные машины (/ — типа МР-2507, 4002; 2 — типа МР11; 3 —
типа МР-80. 100); г — стыковые машины (I —типа МСГА-300, 500, MISTY 500
2 — типа М 1202)
14
длительная мощность; 3* — потеря мощности в силовых цепях
аппаратуры управления (игнитронные нлн тиристорные контак-
торы); л — число позиций в регуляторе цикла сварки.
Если сравнивать однотипные машины, например точечные,
нмекхцне однотипную по циклограмме аппаратуру управления,
расчет удельных показателей металлоемкости можно упростить,
введя массу аппаратуры управления в массу электрической части
машины. В этом случае
. гпэ тл
^о=-^-+ %-' »
/И П'7)
/ИцЗди (л», 4- /п,) М
С достаточной для практики точностью металлоемкость отдель-
ных типов машин контактной сварки может быть определена по
формуле
— S mi
ITln — ----
0 MSv
(1-8)
где — полная масса машины, кг; .W — изгибающий момент,
кН-м; Зд,—длительная мощность, кВ-А.
На рис. 1-1 даны зависимости удельной металлоемкости одно-
фазных машин контактной сварки от MSW- Как видно нз приве-
денных данных, металлоемкость машины однозначно зависит от
величины Л/Зд.,. С увеличением мощности и усилия сжатия удель-
ная металлоемкость снижается. На кривых также хорошо видна
зависимость металлоемкости от серин и типа машины, что говорят
о единых принципах расчета и конструирования, допустимых ме-
ханических и электрических нагрузках н других, объединяющих
ту нлн иную серию признаках.
Аналогичные зависимости металлоемкости от MS„ могут быть
построены для машин с выпрямлением тока на вторичной стороне,
конденсаторных и других типов.
1-6. СХЕМЫ ПИТАНИЯ
И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ МАШИН
Технологические возможности машины — сварка а
данных материалов н толщин — непосредственно связаны со схе-
мой питания, которая должна обеспечить заданное значение и
форму сварочного импульса, а также его продолжительность.
На рис. 1-2 показаны наиболее распространенные силовые схемы
машин контактной сварки. Нанбо. ьшее распространение получили
однофазные машины переменного тока (рис 1-2, а). На них можно
сваривать практически все материалы, свариваемые контактной
сваркой. Машины обеспечивают широкий диапазон регулирования
сварочного тока как за счет изменения числа витков первичной
15
я—с выпрямлением тока не стороне низшего напряжения
ТС ~ трансформатор сварочный; fX — контактор; ВС — выпрямитель снлогоП; КП
контактор переключения полярности ВШ — вентиль шунтирующий, С кокдемезтор
мая батарея: КС - контактор переключения вага рем на тяряд или разряд; В
пыпрямотельный блок; выпрямитель управляемый Я — балластное сопротивление
Рис. 13 Зависимость относи
тельного сопротивлении одно-
фазной машины контактной снар
кн от частоты
I — индуктивное сопро-мплемне; ? —
полное сопротявленю (машина
МТП-300); Л — то же (машина
МП1П-150): 4 — активное сопротивле-
ние (машина МТИ-300); 5 — то же
(мошмиа МШП-150)
16
обмотки (ступенчатое регулирование), так н за счет изменения
угла управления управляемых вентилей (плавное регулирование)
Современная аппаратура управления обеспечивает синхронное
включение сварочного тока, поддержание постоянства сварочного
тока при колебаниях напряжения питающей сети, изменение формы
импульса сварочного тока—модуляцию переднего и заднего
фронта в процессе сварки, пульсирующую сварку, включение от-
жига и ряд других изменений форм импульса сварочного тока.
Регулирование времени сварки может осуществляться в широких
пределах - от половины периода до десятков секунд. Все эти
положительные особенности обеспечили широкое распространен» е
однофазных машин контактной сварки.
Однако наряду с положительными качествами однофазные ма-
шины обладают недостатками, н в первую очередь плохими энерге-
тическими показателями — однофазной нагрузкой сети, боль-
шими никами тока при включении, низким cos <р. Особенно резко
ухудшаются показате н однофазных машин с увеличением вылета
и раствора контура. Все это ограничивает мощность однофазных
точечных и шовных машин 300—400 кВ-А. а рельефных и стыко-
вых машин 1000 кВ-А.
При больших мои ностях для обеспечения более симметричной
нагрузки трехфазной сети прибегают к различным симметрирую-
щим устройствам или включению машин от отдельного трансфор-
матора Для снижения мощности однофазных машин стараются
уменьшить сопротивление вторичного контура. Это достигается
созданием специальных конструкций вторичных контуров, охва-
тывающих свар» ваемую деталь, включением на одну деталь не-
скольких трансформаторов, применением трансформаторов спе-
циальной конструкции, например кольцевых.
Снижение частоты питающей сети также позволяет снизить
потребляемую мощность. Эффективность снижения частоты видна
из рис. 1-3.
Индуктив» ое сопротивление машины изменяется пропорцно
нально частоте. Полное н активное сопротивление при частотах,
бдльших 10 Гц, также изменяются пропорционально частоте.
Для использования этого пренмущеа ва н создания равномер-
ной нагрузки трехфазиой сети разрабатываются различные преоб-
разователи частоты — начиная от однофазных электромеханиче-
ских преобразователей и кончая преобразовате »ями частоты и
числа фаз до выпрямления тока на стороне низшего напряжения.
Низкочастотные, одиополупериодные машины (рис. 1-2 б) на-
шли достаточно широкое применение для сварки легких сплавов
В этих машинах длительность включения сварочного тока ограни-
чена насыщением магннтопровода трансформатора н обычно не
превышает 0,5 с. Регулирование сварочного тока производится
перек ючением числа витков первичней овйоткн трансформатора.
Импульсы сварочного тока имеют плавное нарастание н плавный
спад. Маршны равномерно нагружают трехфазйую сеть Мощность
17
нх достигает 1000 кВ-А. Из-за коротких импульсов сварочного тока
и большой зависимости тока от сопротивления сварочной цени этот
тип машин используется в основном для сварки .легких сплавов.
Рис / 1 Формы импульсов сварочных токов рлхипшых типов машин а,
б — млшнны переменного тока; <?, г» д — низкочастотные машины; с — кон-
денсаторные машины, ж. я, и — машины с выпрямлением тока нл стороне
низшего напряжения
Стремление снизить отребляемую мощность и успехи, достиг-
нутые в коидеисаторостроении, позволили создать различные кон-
струкция конденсаторных машин. Конденсаторные машины
(рис. 1-2, в) позволяют создавать большие кратковременные им-
пульсы сварочного тока при незначительном потреблении мощности
из сети. В зависимости от мощности сварочного импульса они мо-
гут быть однофазными или трехфазными Длительность импульсов
сварочного тока незначительна к может регулироваться в предо
лах 0,01 0,2 с, максимум тока лежит в пределах 0.001 -0,05 с.
Значение и длительность включения сварочного тока регулируются
напряжением заряда батареи конденсаторов, изменением емкости
конденсаторной батареи и изменением коэффициента трансформа-
ции сварочного трансформатора. Форма импульса в процессе сварки,
как правило, не регулируется. Однако в последние годы создан
ряд схем, позволяющих изменять форму импульса тока в процессе
сварки Конденсаторные машины также нашли применение при
сварке легких сплавов и материалов, имеющих высокую теплопро-
водность Сварка других материалов ограничена из-за малой дли-
тельности сварочного импульса.
Машины с выпрямлением тока на стороне низшего напряжения
(рис. 1-2, а) соединяют в себе положительные качества однофазных
конденсаторных и низкочастотных машин. Они обеспечивают рав-
номерную нагрузку трехфазиой сети, позволяют проводить ступен-
чатую и плавную регулировку сварочного тока переключен нем
числа витков первичнойобмотки трансформатора и изменением угла
управ пения управляемого вентиля, имеют неограниченный диапа-
зон регулирования длительност i сварочного импульса На маши-
нах с выпрямлением сварочного тока возможна сварка всех мате-
риалов, свариваемых контактной сваркой. Наиболее целесообраз-
ная область применения машин с выпрямлением тока на вторичной
стороне — сварка крупногабаритных изделии, требующих боль-
ших вылетов и растворов. Прн малых вылетах преимущество этих
машин из-за больших падений i а пряжен и я на выпрямите, ьиых
блоках н сложности схемы теряется.
На рис. 1-4 показаны формы импульсов токов различных типов
машин. Каждый импульс сварочного тока хар ктернзуется опреде-
ленными параметрами. У машин переменного тока — действую-
щим током и длительностью включения; у низкочастотных и кон-
денсаторных машин — максимальным значением тока, временем
до достижения максимального значения и j лятельпостью импульса;
у машин с выпрямлением на вторичной стороне — максимальным
(средним) значением выпрямленного тока и длительностью им-
пульса.
1ергетнческие возможности любого импульса сварочного тока
определяются как l’tc, где I —действующий ток за время сварки;
/с — длительность сварочного импульса.
Если известен режим сварки какого-нибудь материала на ма-
шине переменного тока или низкочастотной машине, то, прнравнн
вая энергетические параметры импульсов, можно рассчитать ори-
ентировочный режим сварки па низкочастотной или конденсатор-
ной машинах
Технологические возможности машины контактной сварки оп-
ределяются не только значением и длительностью сварочного им-
пульса. Необходимо также, чтобы усилия на электродах имели
нужное значение и изменялись по заданной программе. Совокуп-
ность изменения параметров режима контактной сварки — свароч-
19
Рис. f-5 Циклограммы работы машин контактной спаркн: д, б, е, ? — адно-
фаэпыс машины переменного тока0 d. «\ ж, з — низкочастотные машины.
и —конденсаторные машины; к л, я. н •— машины с выпрямленном тока
на стороне низшего напряжения; о, л. р — стыковые машины для сварки
оп.иатением, оплавлением
/с|| . Г щах0 дон шах действующий сварочный ток. мансимичьный сварочиыП
^св и св м — с *ЛР°ч’>ое уеилмс, ковочное усилие, усилие обжатия, ляч^лыюе ежа
сварки, иараствнпд такт ковки спада тока, доиплнитильного минули* паузи, нарасти
рмбасмых дето лей
него тока и усилия на электродах — характеризуется циклрграм-
мой работы машины. На рис. 1-5 показаны циклограммы работы
машин контактной сварки. Циклограмма работы машины пол-
ностью определяет ее технологические возможности н обусловли-
вает электрическое и механическое устройство машины.
1-7. РАБОЧИЙ ИНСТРУМЕНТ КОНТАКТНЫХ МАШИН
Рабочим инструментом машин контактной снарки являются
различные устройства и приспособления, обеспечивающие подвод тока и
сжатие свариваемых дета, й в процессе врки.
Элементы этих у тройств и приспособлений, непосредственно подводя-
щие ток к свариваемым деталям, объединяются общим названием — элек-
троды контактных машин. Конструкция электродов определяется видом
20
с подо; ревом, сопротвпленнем
ток и максимальное значение дополнительного импульса сварочного тока; Г . fK, FQ,
рочиое усилие, ковочное усилие в процессе сварки; <св. /н. tK ?с||. /доп, Гп, 7Н — время
пая тонн до максимального значения; г,. ч, — шаговое и непрерывное перемещения спа
в шовных машинах
сварки. Однак необходимость выполнения функций токоподвода и передачи
механических усилий на свариваемые детали предъявляет единые требова
ння к материалу электродов Электроды должны обладать высокой электри-
ческой проводимостью, высокой механической прочностью при больших
температурах, достаточной теплопроводностью и высокой нагревосто костью.
Выполнение этих требований встречает большие трудности Чтобы изб жать
больших температур в контакте электрод—деталь и обеспечить стойкость
электродов, последние, как правило, имеют водяное охлаждение.
Материалами для изготовления электродов служат чистая медь, сплавы
меди с хромом, бериллием, кадмием и другими материалами, обеспечиваю-
щими сплаву высокую твердость при достаточной проводимости Наибольшее
распространение для изготовления электродов контактных машин получили
сплавы, приведенные в табл 1-1
Конструкции электродов для точечной сварки отличаются большим раз-
нообразием' Конец электрода заправляется пли по плоскости нлн по сфере
21
Та-1/ица 1-1
Материал Содержа мне легирующих хтсыемтоа X ПрОвОДИ- МОСТЬ ПО OTItOtUCHI ю к меди Ч Твердость Hq прн 20 °C Незкачсаме
Медь кадмие- вая (МК) 0,9—1,2 Cd 85—95 60 (отожжен- ная) 95-115 (де- формиро- ванная) Для точечной и шонной снарки лег- ких сплавов
Медь с при- садкой серебра MCI 0,07-0.12 \г 97 99 95—100 Для точечной смрки легких сплавов
Хромовая бронза БрХ 0.4—0,7 Сг 82-85 50—70 (отож- женная) 130-150 (термообрабо тайная) Для точечной сварки углеродистых, низ- колегированных сталей и титана
То же 0,4—1.0 Ст 82-85 130—150 (термообрабо- таппзя) Для шовной сварки углеродистых, низ- колегированных сталей и титана
Бронза Мц5Б 0,25—0.45 Ст 0,2-0,35 Cd 85-90 110-120 (термообрабо- танная) Для точечной сварки легких сплавов
Сплавы С цирконием 0.1—0,3 Zt 90-95 125-130 Для точечной евзркп ипзкоуглсродпс- тых сталей п лег- ких сплавов
Нике ь-берпл лнеяая бронза БрНБТ 1.4—1.6 Ni 0,2—0.4 Be 0.05-0.15 Ti 50—55 170—240 Для точечной н шов- ной сварки нержа- веющих сталей, титана, для г)бок стыковых машин
Никель-крем- ниевая бронза БрНК 1,5—О.Б 1.2—2.3 Ni ' 0.3—0,8 SI 40 200 Для губок СТЫКОВЫХ машин
Ялконяйт ВМ 20—30 Cu 80—70 W 20-25 200 Вставки в электроды дли точечных шовных машин И Г}бК1< стыковых машин
22
Крепление электрода в электродолержатсле должно обеспечивать легкий съем
и замену электр >да быть достаточно надежным н предохранять электрод
от случайных выпадений Этим условиям отвечает крепление на конус или
резьбой В зависимости от усилий применяется раз.и чиая конусность. Наи-
большее распространение ю. у шла конусность I : 10 н 1 Б
Конструкция э ектрододсржатслей до. жна обеспсч! ватъ токоподвод к по-
дачу охлаждающей поды к электроду. Поэтому электрододержателп чаще всего
выполняются в виде трубы : роаьбон и конусом па к< шах Резьба служит для
крепления охлаждакш ей тр бкп а touyc —для посадки электродов
Электроды шовных машин выполняются круглыми, с заправкой рабочей
поверхности па плоскость нлн сферу. В отдельных случаях в электроде
делаются вырезы той нлн иной формы обеспеч) вающне прохождение высту-
пов на дета! ях Гак как электроды шовных машин наряду с токоподводоы
и передачей-механических усилий должны обеспечивать еще перемещение
свариваемой детали они (ыеют жесткую нлн свободную посадку на осн то-
коведушею вала
Электроды рельефных машин предс- вляют собой пзоскпе пл |ты с Т-об-
разными пазами, на которые устанавливаются различные сварочные при-
юсоблення. Электроды приспособлений негосредс sei о подводящие ток
к свар 1ваеыым деталям,.1 ыеют различные формы, обусловленные конструк
цней самих деталей.
Электроды тыковых машин, в б ьшн *стве случаев плоские или имею-
щие продольные лазы по форме сварнв шыых деталей, должны выдерживать
большие механические нагрузки, препятствующие проскальзыванию дета-
лей при сварке. Крепление их на опорных токоподводящнх плоскостях осу
ествляется болтами, клиньями или пекла :ками.
Особое внимание при проектировании электродов контакт! ых машин
необходимо обращать на надежность их крепления, удобство заправки в за-
чистки, Съема' и регу.чнро ни. а также на защиту посадочных мест от брызг
аевлавлепиого мета. ia.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ
KI IНЕМАТИ Ч ЕСКИ Е СХЕМЫ МАШИН
2 I. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Контактная сварка я шястси слож ым электромеханическим
процессом, при котором нагрев свариваемых деталей производится злей три
ческнм током, проходящим через ами детали
Одновременно с прохождением сварочного тока к деталям пр шладывается
механическое усилие, создающее не только электрический контакт межд^г
дета- ями, но и сдав, нваюшес их для создания пластических деформаций
Прохождение сварочного тока и сжатие деталей должны регулироваться
по времени Поэтому основными узлами . юбей ко пак ной машины являются
источник сварочного тока с включающим у тройством — прерывателем п то
коподвода.ми к свариваемым деталям, привод усилия сжатия деталей и регу
лятор времени цикла сварки. В зависимости оттого или unor вида контакт-
ной сварки компоновка этих узлов производится в корпусах различного
типа отражающих специфику каждого вида варки.
На рис 2 1 п 2 2 приведены коиструктиниые схемы точечных машин
ессоаого и рад на ьного типа с пневматическим приводом. Копстрэктипиыс
2?
схемы рельефных н шовных машин аналогичны конструктивным схемам то-
чечных машин. Отличительной особенностью являются конструкции влек
1 родных частей. В рельефных машинах роль электродов выполняют плиты,
ня которых крепятся приспособления с различными конструкциями электро-
Рис. 2-! Конструктивная схем я точечной машины прессового типа
I — привод дляленин 2 — верхний кронштейн: 3 — корпус, 4 — регулятор цикла сварки:
Л — сварочный трансформатор: 6 — прерыватель: 7 — иижкпП кронштейн в - вторич-
ный контур
Рис. 2-2- Конструктивная схема точечной машины радиального типа
/ — привод давления; 7 трансформатор; 3 — вер тики в пяжияя консоли с токопод-
водами 4 — электроды; S — корпус машины а
доп, подводящих ток непосредственно к свариваемым деталям В шовных
машинах роль электродов выполняют ротки. приводимые во вращение от
электромеханических или ппепматн
веских приводов
На рис. 2-3 приведена тнлопая
схема стыковой машины. Несколько
отличаясь но своему конструктивному
исполнению от конструктивных схем
Рис. 2'3. Типовая схема стыковой
машины
/ переключатель ст у п<ше£„ 3 — напрев
лающие; 3 — папраалпю:цие втулки; 4
верхние электроды; 5 — неподвижный
зажим. 6 — подвижный зажим: 7 — ниж-
ние »лектроды (губки); Я — привод
оплавления и осадки; ч илкезь управле-
ния; Iff — соединительные шины; Ц
трансформатор, 12 — стамниа машины
точечных и рельефных машин, она имеет те же узлы, которые обеспечивают
подвод сварочного тока, зажатие я перемещение свариваемых деталей, о также
управление включением н выключением сварочного тока и заданным пере-
мете и нем спариваемых деталей
К каждому углу любой машины контактной сварки предъявляются свои
технические требования Эти требования оговариваются в стандартах н тех-
ннческ IX условиях из каждый тип машины контактной сварки
24
2-2. КОРПУСА И СТАНИНЫ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Корпус „ли станция тюбой машины контактной спаркп со-
стоит из несущей части, носприинмающеГ механические усн ня. возникаю-
щие при сварке, н конструктивной, оформляющей внешний вил машины
в позволяющей разместить в корпусе или станине необходимые узлы и детали
машины.
На рис 2-4 показаны конструкции корпусов точе иых, шовных и рельеф-
ных машин прессового типа В корпусах типов л и б несущая часть корпуса
овыещеиа с конструктивной и ныполнена литой В корпусах типов виг
несущая чисть — передняя стенка и консоли и конструктивная часть — кпр-
Рис. 2-4 Конструкции корпусов точечных, шовных к рельефных машин
прессового типа л — литой корпус с подставкой б — литой корпус со съем-
ной верхней консолью; виг — сварной корпус с частично несущим карка-
сом, д — несущая сварная часть с приставным каркасом, г и ж — сварной
корпус с несущим каркасом; з — схема пространственного расположения
силовой и электрической частей
кас корпуса — выполнены сварным) При этом конструктивная часть вос-
принимает часть нагрузки. В корпусе типа д юсущая часть также выпол-
нена сварной, но отделена от конструктивной; крепление их друг с другом
осуществляется болтами. В корпусах типов е и ж несущая часть выполнена
в виде развитых боковых стеюк и раскосной конструкции конструктивной
части корпуса, которые являются ие.'ущнин и воспринимают механическую
нагрузку. Схема пространственного взаимного расположения силовой* и
злектр lecKofi ча те i д. я корпусов приведенных типов папа на рис. 2-1, з
Стремление лучше использовать металл несущей конструкции корпуса
привело к созданию различных конструкций корпусов типа ескобы». в ко-
торых отсутствует проем для прохода токоведущих шпи вторичного контура
На рис. 2-5 показаны различные конструкции корпусов типа гскобат. Такое
конструктивное оф рмлеине корпуса позволяет использовать его в различ-
ных конструкциях точечных, шовных в рельефных машин, создает еобхо-
дпыые услов 1Я дчя проведения унификации корпусов.
25
Таблица 3-2
Продолжение табл 3 2
Конструкция соединен и я Расчетное сечение и эпюры паприжениП Номинальное пппряжеивс Прммлемкое напряженке
м «и «9 W »• ИМ г 2С? Т9”Т tta /з lT„)
Тшхища 3-3
— г— Впд швэ Вид деформации Допускаемое напряжение. МПа. для металла
Ст. 3 и сталь 20 сталь 4
Статическая нагрузка (!) Отнуле oft ЦИКЛ (11) Скмжтркч- ИЫЙ цикл (III) Статическая нагрузка (1) Отнулевоб квкл (II) СвмнСтрнч- ный цикл (III)
Основной металл Растяжение, сжатие Срез |(И1 92 118 68 70 40 2(0 140 177 (00 105 G0
Стыковой IUOH Растяжение Сжатие 128 (G0 60—80 40—50 190—240 90 -120 60-75
Срез 92 /9^ 40 110 ИО 60
Угловой шов Вес виды де- формации 92 29 (2 140 44 18
например, шов длиной I имеет по концам два кратера, то в расчете
за длину шва берут размер I—2а. Основные расчетные случаи даны
в табл. 3-2. Формулы таблицы пригодны как для статических, так
и для динамических нагрузок. Разница между этими двумя слу-
чаями сводится к с. едующему.
Во-первых, допускаемые напряжения выбирают из табл. 3-3,
сообразуясь с характером нагрузки: статической (случай I); ко*
леблющейся по отнулевому циклу (случай И), колеблющейся по
симметричному циклу (случай 111). Эти напряжения выбраны по
пределу выносливости с запасами прочности s = 1,5 (1), s = 2 (II)
и s =3,4 (111).
Во-вторых, при динамической нагрузке в расчет вводится удар-
ный коэффициент, принимаемый по табл 3-4. На коэффициент q>
умножается заданная нагрузка.
Коэфф! циент а, входящий в формулы табл. 3 2, принимается
прн статической нагрузке равным единице (а = 1) для случая I.
Значения допускаемых напряжений в сварных швах опреде-
ляются многими факторами: материалом свариваемых деталей,
типом шва к честном сварки, строгостью контроля и т. д. Поэтому
данные табл. 3-3 являются только усредненными величинами, к ко-
торым надо относиться как к первому приближению в поисках нуж-
ной конструкции Многообразие форм сварных узлов не ук. ады-
вается в простые схемы. Недостаток места, плохая доступность,
невозможность пс аедующей обработки и многие другие обстоя-
51
тельства часто заставляют конструктора принимать решения, от-
личные от шаблонных приемов расчета и отступать при оценке
прочности от средних показателей.
Таблица 3-4
Характеристика движения МИШИН Тип машин R меха низкой Ударны Л коэффициент Ф
Равномерное враще- ние Электрические машины Шлифовальные станки Турбины 1—1.1
Возвратно-посту па - тельное лрижеине Двигатели внутреннего сго- рания Строгальные станки Поршневые насосы 1.2—1.4
Движение < наличием ударов Гибочные и праппльпыс ма- шины Шест ре и ы клети прокат- ных станок 1.3-1,5
Ударное движение Окантовочные прессы Ковочные прессы Ножницы для резки профиль- ной стали 1,5-2,0
Дпнжеине с силь- ными уларами Камнедробилки Механические молоты Станины прокатных станов 2.0-3.0
Точно так
(3-13)
величины
В настоящее время считают нецелеобразным пользоваться табли-
цами допускаемых напряжений. В каждом конкретном случае
предпочитают определять допускаемое напряжение выч! слей нем
по методам, разработанным в общем машиностроении,
же и для сварных соединений применяют формулу
хКс* . ,
jST*1”’
где Оц — предел выносливости шва; К — коэффициент
я — коэффициент качества поверхности; Р — коэффициент над-
реза; — запас прочности.
Данные для перечисленных величин можно найти в справочной
литературе, например [48, 521.
Точечная н шовная сварка.
Общие сведения Геометрия точечных, пювных и рельефных
соединений установлена в ГОСТ 15878—79. Там же определены
52
условные обозначения способов электросварки; Кт контактная
точечная, Кр — контактная шовная (роликовая); /<п— контактная
рельефная (выступами)
При точечной и рельефнон сварке различают однорядные, двух-
рядные н много рядные типы швов. Одноточечные соединения не
рекомендуются. Точечные соединения хорошо работают иа срез
и плохо — на отрыв. Избежать последнего можно, применяя стык
листов с двумя накладками,
но это экономически невы-
годно. Отрывающая сила
уменьшается, как показывает
рис. 3-бн и диаграмма на
этом рисунке, в случае одно-
рядных и многорядных со-
единений.
Прочность. Стальные ли-
сты наилучшим образом не
пользуются при расстоянии
между точками от 3d до 6d,
Рис. 3-би. Сравнение работы одноряд-
ного () । двухрядного (б) точечных
ппюв
где d— диаметр точки.
Ухудшение прочности листов из-за сварки при статических нагруз-
ках пренебрежимо мало, так же как и концентрация напряжений.
Измерить диаметр точки трудно в расчетах же его принимают по
формуле
d — 5 \ smIn .
Точечные соеди гения при толщине листов s = 2 мм подвер-
гаются опасности среза (односрезные).
т = 4Р/(л<Р),
при s<2 мм чаще разрушаются па вырыв, причем в расчет вводится
только половина длины охвата.
р — 2P/(nds).
Статическая нагрузка. Обозначая сечение точки через Лт =
= nd®/4, число точек и радов — через г. сечение шва — через
ЛВ1 = bd, получим
т=—— [т] — 0,65 [<т1,
zA
где [о 1 — допускаемое напряжение основного металла.
Площадь смятия для точки Лгн = nds/2 н для шва Аж bs.
Для двухрядных соединений будем иметь с усредняющим коэффи-
циентом т (для швов г 1):
р
р =-------- [р] 1,8 (а) (одиосрезные швы); . .
югДси
р
р |р[ 1,25 [а] (лвухсрезные швы);
тгАеи
53
Для однорядных швов при s>2mm надо снижать [р I.
Для отрыва головки
сР—7-<0,2 [<т].
г я
Колебательная нагрузка. Если сечение листа А = st, то ампли-
туда напряжения будет
= Pm.x^.P.nin, /
* 2Д
где а — коэффициент уменьшения (см. далее); s =» 1,5—запас
прочности.
Для однорядных точечных соединений внахлестку с t = 2d
будем иметь: при s = 1 мм о> * 24 МПа; при s = 2 мм
Од « 20ЛМПа.
Для двухрядных вна-
хлестку: при s =» 1 мм
оЛ 27 МПа; при s = 2 мм
Од « 22 МПа
Для однорядных швов
с двумя накладками при
х=1 мм Од як 55 МПа;
при s = 2 мм Од як 49 МПа.
Рис. 3-бк. Геометрия точечных и шов-
ных соединений
Коэффициент уменьшения
а при i/d « 3'4-5 равен:
для однорядного шва вна-
хлестку а 0,64-0 4;
для двухрядного шва внахлестку а = 0,65 j-0,45;
для однорядного шва с двумя накладками а = 0,7ч-0,45.
Рекомендуемые размеры, указанные на рис- 3-бк, при диаметре
точки 5] s составляют:
Толщина листов s ................. 0,25—1,0 1,2—2,0 2,2—10 4,2—5,0
Шаг t ..............................2,5d 3.0<f 4,0d 5.0d
Расстояние до края с> = ег ... . l,5d l.75d l,75d 2,0d
Для динамической нагрузки ол полезно определять по формуле
со
о. =-------
А W
При s = 2-г 1 мм здесь имеем:
дли однорядного шва внахлестку <о =* 50ч-56 МПа;
для двухрядного внахлестку ю 564-62 МПа;
для однорядного с двумя накладками ы 1104-125 МПа.
Формула пригодна н для роликовых швов: t!d->- 1.
54
3-3 МЕТОД КРОССА И ЕГО ПРИЛОЖЕНИЕ
К РАСЧЕТУ СТАНИН МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Общие соображения о станинах. Станины являются
наиболее важными механическими элементами сварочных машин.
Станина — наиболее металлоемкая часть машины. Поэтому понятно
стремление конструктора всекерно уменьшить массу станины
С другой стороны, от станины требуется большая жесткость, иначе
ее деформации приведут к нарушению процесса сварки нлн к низ-
кому качеству сварных соединений. Поэтому проектнрованне'ста-
нин производится с большой осмотрительностью. Обычно прихо-
дится выполнять несколько вар иантов конструкции н ее механиче-
ских расчетов, прежде чем будет найдено удачное решение.
Станина должна удовлетворять своему функциональному на-
значению — надежно поддерживать узлы, выполняющие процесс
сварки, в необходимом положении. Chia должна позволять удобно
разместить все агрегаты машины, и, наконец, поскольку станина
в основном определяет облик машины, она должна удовлетворять
эстетическим требованиям.
Но станина сварочной машины является сложной, во многих
случаях статически неопределимой системой. Расчет ее связан с из-
вестными трудностями и часто с большой затратой времени. Поэ-
тому ниже будут изложены наиболее рациональные методы расчета
различных типов станин, а заодно и конструктивные особенности
станин различных видов машин контактной сварки.
Метод Кросса [511. Метод Кросса особенно полезен прн рас-
чете станин миогоэлектройных машин, некоторых видов специаль-
ных машин, а также станин стыковых машин. Область применения
метода — неразрезные балки, рамы с одной или со многими замкну-
тостями, вообще статически неопределимые системы. Достоинства
метода: а) нет необходимости составлять и решать систему уравне-
ний; б) нахождение лишних неизвестных отличается простотой
н краткостью; в) расчет производится по однообразной и хорошо
обозримой схеме табличного вида,
Суп ество метода заключается в следующем.
Представим себе некоторую стержневую систему, несущую за-
данные нагрузки. Вначале все узлы системы предпо агаются жестко
закрепленными (кроме концевых шарнирно-опертых). Такую си- в
стему можно рассматривать состоящей только из балок нлн стерж-
ней двух типов: балки с заделанными с обеих сторон концами и
балки с одним заделанным концом и с другим — шарнирно-опер-
тым.
В каждом пролете по заданным нагрузкам определяются кон-
цевые моменты, что можно сделать, например, с помощью справоч-
ных таблиц, подобных табл. 3-5. После этого один из узлов осво-
бождается. Мометты, передающиеся па узел различными стерж
ними, сходящимися в рассматриваемом узле, вообще не будут урав-
новешиваться, поэтому начнется поворот узла Это вра|цеине пре-
55
кратнтся тогда, когда сумма всех моментов, действующих на узел,
окажется равной нулю. Конечно, все стержни повернутся на оди-
наковый угол, но моменты распределятся между ними не поровну,
а в зависимости от нх жесткости.
Освобождение узла приводит не только к изменению концевых
моментов стержней освобожденного узла, но и к изменению момен-
тов заделки соседних узлов что тотчас же учитывается. После
этого узел опять закрепляется, а освобождается какой-либо другой,
для которого тоже проводится выравнивание моментов.
Рас. 3-7. Определение углов поворота балок
'1акое освобождение и выравнивание моментов производятся
для всех узлов до достижения желательной точности результатов.
Обычно бывает достаточно четырех-пяти уравниваний, чтобы полу-
чить желательную точность. Хотя,как видим, метод Кросса является
итерационным способом, ио по достигаемой точности он не уступает
другим методам расчета.
Коэффициент передачи Пусть имеется балка АВ (рис. 3-7, а)
с заделанным концом Д и шарнирно-опертым концом В. К концу
В приложен момент М. Необходимо определить момент заделки Мх.
Па этот вопрос проще всего ответить, исходя из соображения, что
угол поворота конца А равен нулю: <ро = 0.
Положительная эпюра момента М н отрицательная эпюра мо
меита Мх построены отдельно. Определим фиктивную реакцию А
в точке А:
А,—L(M-2Mk).
2 3 2 3 U
56
№
пп
Схема балки
а нагрузки
Концевой момент
л
г
niniiiiimiiiiniiiiini
V
г
не
ъ
</=+¥
о
2Р
з
р
г
16
Таблица J-5
6
-(в к с)< + 2Гс(2а + 0|
Nt
ПП.
Схем* белки
в нагрузки
КонцевоП момент
П родолжение табл, 3-5
Продолжение табл. 3-3
Как известно, угол поворота на опоре равен фиктивной реакции,
деленной на EJX, где Е — модуль упругости, a Jx — момент инер-
ции балки:
_____Af . I
фо EJX 6EJ,
(М — 2Мх)—0.
Отсюда находим Afx = -^-Л4 или Мх = рИ.
В нашем случае у - 0,5. Этот коэффициент называют коэффи-
циентом передачи.
Если бы на левом конце бачки вместо заделки была шарнирная
опора (рпс. 3-7, б), то. очевидно, коэффициент передачи был бы
у = 0.
При нагружении балки, лежащей на двух шарнирных опорах
(рис. 3-7, в), двумя равными действующими навстречу друг другу
моментами коэффициент передачи будет также у = 0. Наконец,
для консоли (рис. 3-7, г) Мх = —М, т. е. у = — 1.
Важные для нас случаи приведены в табл. 3-6.
Жесткость и коэффициенты сопротивления повороту. Сделаем
предварительно два замечания:
1. По методу Кросса знак чомента выбирается, в отличие от
общепринятого правила, положительным, если момент действует
по часовой стрелке, и отрицательным при направлении прот ib ча-
совой стрелки.
2. В методе Кросса можно рассматривать и уравнивать моменты,
действующие на узлы, что было бы даже нагляднее. Однако боль-
шинство авторов, излагающих метод Кросса, предпочитает при-
менять в расчетах моменты, действующие на концы стержней,—
«концевые моменты», отчего ход расчета, конечно, не меняется.
Мы будем следовать этому обыкновению и применять концевые
моменты.
Сопротивление повороту конца стержня тем меньше, чем на
больший угол может повернуть конец стержня заданный момент.
Сравним несколько интересных для дальнейшего случаев.
1. Балка, заделанная одним концом в стену (в точке Л) н опер-
тая другим концом шарнирно (в точке В), нагружена моментом М.
Определим угол поворота <р в точке В (рис. 3-7, а). Угол поворота
на опоре В от действующего момента
= _(W£_2£J__1_ Ml
Фм 2 3 I EJ = 3EJ f
Угол поворота в этой точке от момента заделки Л1х
_ МХ1 1_l_ 1 __ л» t J___1 Ml
фм 2 3 t EJ “ 4 3 I EJ 12EJ '
поскольку Мх=-£ AJ.
60
Таблица 3-6
ЧЕ J
М I
ЕЕ J
М I
0,25 —
I
М 6
Угол поворота стержня АВ на опоре В будет равен алгебраиче-
ской сумме углов (рЬ1 и <pft2:
m Ml Ml Ml
Vb — Фи ~ Фи —гтг;----,oc., — _•
ЗЕ J 14EJ 4EJ
2. Угол поворота шарнирно-опертого по концам стержня
(рис. 3-7, б)
Ml 21 1 J__ Ml
Vb 2 3 I EJ 3EJ
3. Угол поворота шарнирно-опертого по концам стержня, на
холящегося под действием двух встречных равных моментов
61
Весь ход расчета по матричному методу изобразится помещен-
ной ниже схемой. ________________________________1
Транспонированная мат- рица помещена слева вни- зу. Вектор состояния Vo на- писан справа вверху. Для удобства Вычисления его со- множители уп, ф0, Qo = Р и 1 написаны вверху над столб- цами. Справа в столбце таблицы вектора состояния выписы- ваются вычисленные значе- ния его членов. Первона- чально нам известны только третий член (Мп = 0), чет- вертый (Qo = Р) и пятый (I Значения у0 н <р0 запи- сываются в конце расчета, после их определения. Vo Фо <?0=Р 1 Vi
1 0 0 0 РР qp
3EJ SEJ
0 1 0 0 РР
2EJ др GEJ
0 0 0 0 0
0 0 1 0 Р
0 0 0 I 1
1 1 - р 2EJ р 6EJ <?/* 24EJ 1 1 р 6EJ др 2AEJ О
0 1 1 EJ Р 2EJ ЧР EEJ 0 1 р 2EJ др EEJ 0
0 0 1 1 др 2 0 0 1 др 2 и+^-
0 0 0 1 'll 0 0 1 gi P + gi
0 0 0 0 1 0 0 0 1 1
Матрица вектора состояния в сечении /—1 помещена спрааа от
транспонированной матрицы, под матрицей вектора состояния
в сечении 0—О, н получена матричным умножением транспониро-
ванной матрицы н матрицы вектора состояния в сечении 0—0.
BS
aii^n an^ii4*
ОцЬи +a«a^«i
+ ОцЬп а*з^э1
°lAs+aI^tt a 13^31
4*022^21- Oggbgi
fl31^12 4 fl3i^21 4- Озз^м
Вектор состояния в сечении /—1 записывается в правой нижней
колонке таблицы. Его элементы получаются из уравнений:
У1 = Ус+Ч‘91+ РР f>EJ <Р 24EJ = 0;
РР qP »
Ф1= Фо -4-—— = 0;
2EJ 6EV
/И,- Р1 (3-25)
2
<?! = Р +qh
1 = 1.
Каждое из уравнений (3-25) представляет собой сумму членов
какой-либо строки матрицы вектора состояния в сечении /—/,
причем слагаемые умножены на множители, написанные над мат-
рицей вектора состояния в сечении 0—0. Из первых двух уравне-
ний (3-25) определяются неизвестные у0 и <р0-
Если момент инерции или распределенная нагрузка изменяются
по длине консоли, то консоль разбивается на отдельные участки
так, чтобы в пределах каждого участка с достаточной точностью
можно было считать момент инерции н нагрузку постоянными.
Схема решения для такого случая показана на примере консоли,
состоящей из трех участков (см. рнс. 3-14). На nepi м участке
длиной а = 70 мм имеется хобот (для бронзы Е, =» 10s МПа) с мо-
ментом инерции J = 303 см’.
На втором участке
& = 22О мм; Jt = l53l5 см4; Ег =2,1 • 107 Н/см* 2,1 10* МПа.
На третьем участке
с—195 мм; J,—36920 см4, Ej =2,1 I07 Н/см* = 2,1 -10* МПа
Составляем матрицу по образцу буквенной матрицы. Перемно-
жением переходим ко второму, а затем к третьему участку
(табл. 3-11)
Вектор состояния консоли между сечениями 3—3 и 4—4 полу-
чается сложением строк правой нижней матрицы
{/з=«/о- 48,5ф0 106,75- 10-*-0-|-399,16-10-вР=0;
Фз = Фо 4- 2.42 • 10-* • 0 + 10,32- 10"’Р - 0,
Ма =48,5Р = 48,5-25000- 1212,5 кН см;
(?,= Р = 25 кН
86
1 7 8,11-10-’ 18,92-10-’ 0
0 I 2,32-10-' 8,11-10“’ 0
0 0 1 7 0
0 0 0 1 0
0 0 0 0 1
1 22 75,24 10-» 551.79-IO-" 0
0 1 6,84 10~“ 75,24-JO-11 0
0 0 1 22 0
0 0 0 1 0
0 0 0 0 I
1 19,5 24,52 10-“ 159,39-10-“ 0
0 1 2,52-10-“ 24,52-10-“ 0
0 0 1 19,5 0
0 0 0 1 0
0 0 0 0 1
Таблица 3-11
lh Q. Р
1 0 0 0 0 Уо = 0,025 мм
0 1 1 0 0 0 <рв = -258-10-* рад
0 0 1 0 0 0
0 0 0 1 0 Q 25 кН
0 0 0 0 1 0
1 7 8.11-10-’ 18,92-10-' 0 0,01
0 1 2,32 10-’ 8,11-10 • 0 0,0002
0 0 1 7 0 М = 1Р= 175 кН-см
0 0 0 1 0 Q 25 кН
0 0 59,90-10-' 208,13-10“' 1 0
I 29 59,90-10-’ 208,13 10-' 0 0,016
0 1 2,39-10-' 9,35-10 • 0 0,00021
0 0 1 29 0 И 29Р= 725 кН-см
0 0 0 1 0 Q = 25 кН
0 0 0 0 1 0
1 48,5 106,75-10-' 399.16-10-' 0 0
0 1 2,42 10-' 10,32-10-' 0 0
0 0 1 48,5 0 0
0 0 0 1 0 Q = 25 кН
0 0 0 0 1 0
Из первых двух уравнений находим <р0 и у6:
ф0=—10,32-10-*-25000=—258-I0"e рад;
«/„=- 48.5-258-Ю"’—399,16-10"’-25000 = 0,025 мм
— результат, полученный выше методом виртуальных сил.
Овладение матричным методом требует практики. Но его преиму-
щество перед методом виртуальных сил заключается в том, что он
дает характеристики состояния, т. е. прогиб, угол поворота, момент
и поперечную силу для всех сечений, которыми мы разделили кон-
соль на участки. Методом же виртуальных сил получаем деформа-
цию только в одном выбранном сеченнн.
3-7. МАШИНА МВШ-6301-2
Машина МШВ-6301-2 предназначается для продольной н по-
перечной шовной сварки. Ее общий вид показан на рис. 3-16. Полезный
пылет машины L = 1300 мм. рабочий ход й 20 мы, дополи итсль
ный — 150 мм
Вид ini лгеипсопрмо! eecpi'j
Рис. 3-16. Машина МШВ-6301-2
Г — । ривод верхнего ролика. Т — нижняя консоль; 3 — нижний ролик; 4 верхние
ролик; 5 — токоподаод; в — верхняя консоль; 7 — корпус ползуна; « — мембранный
пневмопривод: 9 — корпус машины; 10 — двигатель: Л — электромагнитная муфта
11. 1S - редукто ь 13. 14 — сменные колеса
Пневматический сдвое ный мембранный привод развивает усилие ме-
жду роликами Р = 25 кН. Приводной ролик — верхний. Мощность при-
вода Д', = 0,8 кВт; частота вращения его nt регулируете i в пределах от
76 до 1600 об/мин, что дает на ведущем ролике (D = 410 мм) при передаточ-
ном числе ut = 506 угловую скорость vp — 190 +• 3810 мм/мнн, а прн дру-
гой настройке кинематической цепи (и9 188,7) Vp = 510 ч- 10 220 ым/мик.
Схематически пневмопривод изображен парне 3-17. Расчетный диаметр
мембраны
_ Ро + 2га + Р, —2г, 22 + 2-1,5+17,6 - 2-1 = 20 3
2 2
88
Рабочая площадь верхней камеры
Л.-2^.,Л-20^«324 см*.
4 4
нижней камеры
= .4,----— = 324------= 313.8 см*.
4 4
Прн КПД привода т, — 0,85 будем иметь прн давлении воздуха р =:
= 50 Her = 0,5 МПа
Р —(Л. Л„ рл = (324 + 313,8)-50-0,85 = 27 110 Н=27 II кН:
при р = 45 Н см* — 0,45 МПа
Р —637,8-45-0.85 24400 Н = 24,4 кН.
Прижимной дн к имеет размеры.
По Тимошенко (37) для RaIR{ =
88/16= 5,5 и й = 2.34 напряжение
. р/?« о аз5-8-8’
®шах = *-----= 2,34------- =
й* 0,7*
= 1850 кгс/сн’а 18 500 Н.см»
а 185 МПа,
что для отнулевого цикла вы ко
Детали корпуса крепятся меж-
ду собой винтами MI2, число вин-
тов п = 8 Нагрузка на каждый из
Н IX
/?0 — 88 мм. /?, — 16 мм. й =• 7 мм
01 = ±- 2^.^3500 н
л
прн г хопустныой нагрузке IQ] =
= 2070 Н. Bt । ты перегружены.
Крепление корпуса привода
к направляющей производится че-
тырьмя болтами М24 Нагрузка на
каждый из них
Qt — 28 000/4=7000 Н; (Qi )= 19 200.Н.
Рис, 3-17 Схема пневмопривода
М111В-6301-2
8
Кинематическая схема (рис. 3-18). Ролики машины приводятся выдвиже-
ние от электродвигателя мощностью Nt — 0,8 кВт с регулируемой ч'астотой
вращения. Между двигателем и роликами находится длинная кинематиче-
ская цепь. От двигателя к редуктору движение передается через две муфты,
и, кроме того, поставлена электромагнитная муфта 3, облегчающая управ
ленне при быстрых остановках н пусках н дающая возможность регулировать
частоту вращения в широком диапазоне Червяч ый редуктор 5 имеет переда-
точное число «1 = 40 । КПД 1] = 0,7. На выходном валу редуктора имеется
шестерня с числом зубьев z, = 33, находящаяся в зацеплении с колесом
(zs = 54) Эта пара ко. ес смен 1ая, их можно менять местами Вал /// ко-
леса имеет на своем конце коническую шестерню, сцепляющуюся с кониче-
ским колесом (z3 * 15 и г- 29) Коническое колесо сидит на ва. у /V, пе-
редающем движение набору колес, находящих я в закрытой коробке Вал
V/ выходит из коробкн и через карданный вал VIU передает движение ше
стерне гу 14 или г7 = 14) в зависимости от того, какая сварка произво-
дится — продольная или поперечная Роликовая головка поворачивается
вокруг вертикальной осн. н вал ведущего ролика приводится в движение от
кардана то через цилиндрическое колесо (z, = 28), то через коническое
(z8=28.
89
Ведущий ролик имеет диаметр D = 410 мм. При работе на его валу
возникают следующ ie потерн-
момент трения качения ролика по детали
Mt —*0 = 0,08-25000 = 2000 Н ем;
момент трения скольжения вала по его втулке
Mt-=fQr -0,1-25000 5.25= 13 125 Н-см.
Такие же потерн возникнут на ведомом ролике:
Л!, = 2000 Н см Мг 13 125 Н см.
Окруж <ая сила иа ведомом ролике
Р - (ЛЦ + М21 = (2000 + 13 125) -1- = 840 Н
Она вызовет ив ведущем ролике момент
Л13 = 840-20.5 — 17 226 Н см.
Суммарный момент тре 1ия на валу ведущего разика
Л<14- Л1, + М, = 2000 + 13 125+ 17 226 = 32351 Н-см
От двигателя же в худшем случае, т е. при наименьшем передаточном
ч) те н при наибольшей частоте вращения двигателя, передается момент
Л4т|п — 97 340 -W- Побщ“т1п = 57 340 —0,59 189 = 5789 кгс-см а:
Их 1500
а 57890 Н-см>-32351 Н см.
Остальные кинематические характеристики показаны ив кинематиче-
ской схеме
В заключение обзора различных методов механических расчетов сле-
дует заметить, что обычно расчетная жесткость элементов станни н консо-
лей бывает очень большой Поэтому смещения ответственных дета, ей (на-
пример. электродов) незначительны н составляют десятые, а иногда и сотые
доли миллиметра Одиако они могут увеличиться нз-за технологических и
некоторых конструктивных недостатков, например плохой сварки отдель-
ных элементов между собой, большой вытяжки длинных н тонких болтов
и т. д.
Во всяком случае, понятна большая рать измерения деформаций при
лабораторном испытании готовой машины Если замеры выпатнены хоро-
шими ре стввмп и вполне надежны, их данные могут быть учтены прн про-
ектировании новых машин и нсполь оввны при решении многих принципи-
альных вопросов Некоторые заводы н фирмы уделяют этому большое вни-
мание Приведем только одни пример
Швейцар квя фирма «Шлаттер» разработала измерительную гатовку
*ip> Г >ловка состоит из пьезоэлектрического датчика, помещаемого непо-
средственно над э. ектродом усилителя и регистрирующего прибора, снаб
жен него экраном осциллографа и записывающим устройством. Дота: нство
этой системы состоит в том, что опа позволяет патучить па работающей ма-
шине одновременно картину изменения усилий и картину силы тока и до-
вести машину до оптимальной характеристик: работы
90
Olli* ON*
Uh,
г/«
zL”W
1(Jv
и
Лри,
15/mn
^6- ™
Z,°40
6
$-W7
0,512
10,5
v,
H/HUM
0,131
3,81
^57 f j ?, /Q
uU^Wi
i№j
Z2 54 z,--33
n?4; u2=&= W[u.’f$W1l]
Mu " 506,4
u'tfa=u.,liiU.sU4Us‘40-Oj6!1-1lS3-2!‘ 183
7Л = 7rOz 4s~iiOs Oat' 0,7-0^?-0^6-0^7-0,37-0^0js3
Рис. 3-!8. Кинематическая схема машины МШВ-6301-2
I—XII г- млы; 1 — влектродвиг»тель; 2 я 4 — муфты; 3 — злектрома питяая муфта; S — червячныП ре-
дуктор; 6 — редуктор; 7 н в — карданные узлы; 9 — ролики
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ПНЕВМО- И ГИДРОПРИВОДЫ
КОНТАКТНЫХ МАШИН
4-1. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ ПРИВОДЫ
КОНТАКТНЫХ МАШИН
Физические свойства воздуха. Здесь ограничимся
только перечислением свойств воздуха, что необходимо для пони*
мания дальнейшего. Ниже приведены плотность, динамическая
и кинематическая вязкость воздуха при различной температуре
КЗ. 511:
Температура Г, °C .......................0 10 20
Плотность воздуха р, кг/м3........... 1,29 1,25 1,20
Вязкость:
динамическая л-10*, Па-с .... 17,16 17,65 18,14
кинематическая v-IOs, м*/с .... 13,3 14,2 15,1
Удельная теплоемкость воздуха при постоянном давлении
с„ =1,00 кДж/(кг»К).
Удельная теплоемкость воздуха при постоянном объеме
с„ = 0,715 кДж/(кг-К).
Показатель адиабаты для воздуха
х — Ср/с„ = 1,00/0,715 = 1,40.
Газовая постоянная
Я = 287,04 Дж/ кг -К).
Молекулярная масса воздуха
М = 28,966 к!/кмоль.
Молекулярный объем воздуха
У = 24,4 м3/к.моль.
Подготовка воздуха к работе. В большинстве случаев машины
питаются воздухом из воздушной сети, в которую воздух подается
из центральной компрессорной. И хотя по выходе из компрессора
воздух очищается, все же при поступлении в машину его дополни-
тельно пропускают через фильтр, водоотделитель и лубрикатор.
В последнем проходящей струей воздуха увлекается небольшое
количество масла, поступающего в виде масляного тумана вместе
с воздухом в рабочие органы пневмопривода. Добавка масла пре-
дохраняет металлические части от коррозии и уменьшает трение
и износ движущихся частей.
На рис. 4-1 и 4-2 показаны примеры устройства приборов
подготовки, а на рис 4-3 — их условное изображение На рнс. 4-1
п
изображен маслораспылнтель. Масло наливается в резервуар 7.
Через отверстие 2 в крышке 5 проходит струя воздуха В струе
создается падение давлен! я, и масло подсасывается через трубку
6, дроссель 4 и канал в колпачке 3, откуда капает на пористую на-
садку I и подхватывается воздухом в виде мельчайших капелек.
Дроссель 4 служит для регулирования количества подаваемого
• масла.
Рис 4-1 Ма лораспылнтель
Рис 4-2. Водоотделитель’
На рис. 4-2 изображен водоотделитель. Воздух входит в отвер-
стие 3, идет вниз, затем резко вверх, направляясь в стакан 4. До-
полнительно воздух проходит через пористый конус 1 играющий
роль фильтра и задерживающий также воду, и выходит через от-
верстие 2. При резких поворотах и изменениях скорости вода от-
брасывается и ее капли стекают вниз
Основные зависимости для воздуха 140]. Воздух поступает в ци-
линдр и выхо.кит из него через отверстия, которые можно определить
как «нерасширяющиеся насадки» Процесс протекания порции воз-
духа через насадок столь короткий, что теплообменом между возду-
хом и стенками отверстия можно пренебречь и считать, следова-
тельно, процесс адиабатным.
и
Уравнение адиабаты
(4-1)
pv” = const,
где показатель для воздуха х = 1,4.
Скорость поотекания воздуха через отверстие в метрах в се-
кунду 143 45]
«о-
|/
(4-2)
где Pi и tij — абсолютное давление и удельный объем воздуха
в сети, р — абсолютное дввление в любом сечении насадка.
Рис 4-3 Условное изображение приборов подготовки волуха
/ — млслорлслылитюь; 2 — момометр J — редуктор; 4 — водоотделитель; 5 — фильтр
Используя уравнение адиабаты и уравнение состояния идеаль-
ного газа pv = RT, можно определить массу воздуха, протекаю-
щего через насадок:
2
т=цА1/ 2р^
= рЛИ2р1Р!4. (4-3)
Здесь pi — абсолютное давление перед насадком (в сети), р, —
плотность перед насадком, A жР/4 — площадь отверстия на-
садка (d—диаметр отверстия); р= 0,64-0,65—коэффициент, учи-
тывающий потери на трение и потерн из-за сужения струн по вы-
ходе из насадка; R 287,04 Дж (кг К) — газовая постоянная. Г,—
2
х+1 -
абсолютная температура; ф= у ---------j-
функция истечения.
Воздушный поток зависит от функции ф и от отношения давле-
ния в рассматриваемом сечении к давлению перед насадком
Изменение функции истечения представлено на рис. 4-4. Хотя
она и увеличивается от нуля до максимума, как изображено штрн-
94
Рис 4 4 Функция i течения для
возд> ха
xOBOii линией, ио фактически с самого начала устанавливается ее
максимальное значение фтаХ = 0,484, и только когда отношение
давлений достигнет критического значения (р/рД^ = 0,528. функ-
ция ф начинает быстро умень-
шаться до нуля.
Теперь можно обратиться
к определению времени напол-
нения цилиндра. Будем считать
температуру в сети равной Т,
давление — постоянным, а ско-
рость = 0 (рис. 4-5).
Надкритическое отношение
давлений р рг 0,528) В этом
случае время наполнения поло-
сти цилиндра будет
t --------V______,
•хцЛ фтдх I 2R 7\ k pi Pi )
(4-4)
где V—заполняемый объем; pt—
абсолютное давление в сети;
р„ — абсолютное давление в заполняемом объеме; р — абсолютное
давление, до которого доводится давление в заполняемой полости,
— абсолютная температура воздуха; фтох = 0,484
Рис. 4-5 К определению времени наполнения и опорожнения полостей ци-
линдра
Докритическое отношение давлений (p/pi > 0,528). Если от-
ношение давлений в начале н конце заполнения лежит в докрити-
ческой области, то время заполнения определяется по формуле
/
________21________
хцЛ }"2R7\
95
(4-5)
В случае если заполнение начинается в надкритической и за-
канчивается в докритическон области, приходится определять
время по частям. Время, необходимое для вытекания воздуха из
полости цилиндра в атмосферу, определим опять-таки раздельно.
Надкритическое отношение давлений (pt„ рп 0,528). Время
выпуска
( =--------*--= In. (4-6)
1Мфт„ | 2Я7\ р
Здесь рв — абсолютное давление в начале выпуска; р — давление
в конце выпуска.
Докритическое отношение давлений (ра1ра и ро/р>0,528).
Время выпуска
z 1 1 х f x-t-l x-frl х
x(poz-px)--------\ Go* -p * )
t =-----------------Pn,_________j---------. (4-7)
|.л] 2ЯГ, | ^-Р/
Пример 1. Предположим, имеем цилиндр с внутренним диаметром D =
= 200 мм; диаметр впускного отверстия d = 20 мм; мертвое пространство
имеет высоту h = 30 мм. Пусть сопротивления таковы, что для того чтобы
привести поршень в движение, надо создать избыточное давление р —
= 15-10* Па Требтется определить, через какое время /, начнется движение.
suP п 21 яО2
Имеем: и = 0,65; Л I0-* = л-10-* м»; У = ——ft —
4 4 4
= 0.03- п-3-10-* м2; фт„= 0.484; /? = 287 Дж/(кг-К); Г =
= 273 + 20 = 293 К: р = 15-10* Па: pi = (49 + 9,8). 10* = 58,8-10* Па;
р„ = 9.8-10* Па
Подстав, яя эти значения в формулу (4-4), получим
Зл-10-* / 15 9,8 X
1,4-0,65л-10-*-0,484 )'2-287-293 к 58,8 58,8 )
1.45-I0-2 с.
Пример 2. Определим по данным примера 1, за какое время давление
в цилиндре достигнет критического значения ржр = 58,8-10* 0,528=
= 31,1-10* Па.
<=-------v ,___ГРо-—
и-цЯ Фт.х V 2R Г, \ pi pt )
=___________ЗП |0~< г.. , -Г311__________^->-0,006 с.
1.4 0.65 я-10-* 0,484 ^2-287-293 58,8 58,8 /
Расчет работающего цилиндра. Вышеприведенные формулы по-
лучены для случая наполнения н опорожнения полостей цилиндра
постоянного объема. В работе же поршень перемещается, и объем
полостей непрерывно изменяется. Однако и для переменных объе-
мов необходимо уметь производить подсчеты, чтобы ответить на
ряд вопросов: какое время занимает весь цикл работы машины;
какое давление создается, когда поршень доцдег до своего край-
него положения; какова будет податливость системы поршей ,—
ползун при размягчении металла в зоне сварки.
При движении поршня силы в цилиндре будут функциями как
времени, так и перемещения. Не зная закона движения, исключить
одну из переменных не представляется возможным. Поэтому при-
ходится прибегать к упрощенному решению. Для э'гой пели упро-
стим формулы, внося в них постоянные велич ны.
Формула (4-4) преобразуется в выражение
/ =-----------V (— —-"I = — Р-—-¥ 0-8)
1.4 0,65 0.4844 |'2-287-293 V Pi) 1804 \ Pl ptJ
Формула (4-5) получает вид
Для выпуска формула (4-6) приобретает внД
и формула (4-7) — вид
(4-9)
(4 Ю)
(4 11)
Затем следует предполагаемое время процесса разбить на до-
статочное число промежутков и для каждого из них вычислить
необходимые параметры Силы, действующие на поршень в нача ie
движения:
движущая сила Р — лО2р/4; эта сила приложена к поршню
обычно со стороны, противоположной штоку;
сила полезных сопротивлений Q; обычно она действует линт в
конце хода
противодавление выталкиваемого воздуха (nD~/4 — n<f74) рг,
где d — диаметр штока, ря— давление выталкиваемого воздуха;
сила атмосферного давления на шток nd2putu/4, если выше учи-
тывались абсолютные давления воздуха;
сила вредных сопротивлений F сюда относятся все виды тре-
ния (в манжетах, в направляющих штока, в ползуне, в передви-
гаемых деталях и т. д.);
вес если привод вертикальный
bF±G. (4-12)
\ 4 4 / 4
Движение начнется, когда движущая сила окажется больше
полезных и вредных сопротивлений, но будет неравномерным в за-
висимости от все время меняющейся картины. На рис. 4-6 в каче
4 Заказ М 14»
97
Эта сила создаст давление масла в нижней камере
р„=—Ри = — 45-0,9 = 25-46-0,9«1000 П/см*»10 МПа.
г <р 1 4»
Масло с высоким давлением выходит в гидравлическую систему
машины через отверстие 9 в дне. Для контроля уровня масла
имеется краник 5. Спуск масла производится через отверстие 8
в дне преобразователя. Поршень / возвращается в верхнее положе-
ние пружиной 3. Шток 7 направляется втулкой 6, закрепляемой
в стакане пружинным замком 4. Для разборки соединения втулку 6
необходимо повернуть против часовой стрелки иа 360°, захваты-
вая шлицы иа торце втулки 6.
Масло заливается в корпус 2 через трубку 10, закрываемую
крышкой И.
Рис. 4-24. Различные варианты приведения в движение гпдро-
цилнндра
Принципиальные гидравлические схемы. Любую задачу, воз-
лагаемую на гидропривод, можно выполнить в нескольких вариан-
тах, но не все из них окажутся равноценными. Здесь мы коснемся
только приводов для возвратно-поступательного движения.
На рис. 4-24 даны три варианта привода в движение гидроци-
линдра. На рнс. 4-24, а изображен привод от регулируемого дви-
гателя. Схема очень простая. Скорость можно устанавливать по
желанию. Недост ток — сложная и дорогая конструкция насоса,
требующая квалифицированного обслуживания и сложного ре-
монта. При перегрузках скорость довольно сильно снижается
(до 20%).
На рис. 4-24, б дана схема с нерегулируемым двигателем. Ско-
рость движения поршня устанавливается здесь с помощью дросселя
в подвод щей ветвн Преимущества схемы — установка дешевая,
дроссель успокаивает щлебания масляного столба. Если переста-
вить дроссель в отводящую ветвь нлн поставить два дросселя, по-
ложение не изменится. Недостаток этой схемы — большое влияние
перегрузок на скорость. При значительной перегрузке скорость
121
Может упасть до нуля. Другие недостатки — нагрев масла й, сле-
довательно, необходимость в перерегулировке, невозможность тон
ной регулировки, низкий КПД.
За счет большого усложнения схемы привод можно сделать
устойчивым против перегрузок. В схеме на рис 4-24, в скорость
практически сохраняется постоянной (колебание скорости не бо-
лее 4%) но несколько возрастают потери.
Рие 1-26 Принципиальная rt росхема машины МСО-302
На рис. 4-25 приведена гидравлическая схема машины МСО-302
для стыковой сварки лент. Здесь лента зажимается гидравличе-
скими цилиндрами с силой 50 кН. Сила же осадки 32 кН. Привод
обслуживается эксцентриковым поршневым насосом Н400 (на
схеме позиция 3), приводимым в движение электродвигателем
А02-32-4 на 1500 об/мин, мощностью 3 кВт (позиция 4).
Отводимое на системы ма<ж> очищается магнитным фильтром 5,
а от перегрузок а спе ла защищается предохранительным клапа-
ном 6. Давление контролируется по манометру 7.
Управление цилиндрами зажатия 10 к 11 производится электро-
гидравлическими вентилями 8 н Р, а цилиндра осадки 12 — вентн
лем 14 с электрическим управлением. Вентиль 14 полу-
чает команду — производить осадку от кулачка 13, находящегося
на валу специального редуктора.
На этой машине имеются гратосинматель, цилиндры 16 и 17,
управляемые клапанами 15 и 18. Перед тем как снимать грат,
ленту необходимо опять хорошо зажать, после чего цилиндром при-
водится в действие нож, снимающий грат.
122
Вентиль / служит для подачи газа в аккумулятор 19, поддер-
живают 1и давление при осадке. Обратный клапан 2 перекрывает
подачу масла высокого давления в систему зажимов.
На рис. 4-26 изображена пневмогидросхема машины для сварки
конденсаторов, разработанная ЦИС (ГДР). Максимально дости-
гаемая сила составляет 14 кН при давлении воздуха 1 МПа. Про-
странство б цилиндра / всегда находится под давлением воздуха.
Рис. 4-26. Пневмогп.тросхема машины для сварки конденсаторов ЦИС (ГДР)
Поэтому поршень движется против столба жидкости, наполняю-
щей полость а, если только вентиль 4 позволит воздуху из преобра-
зователя давления 3 выйти через глушитель 5 в атмосферу. Масло
из полости а цилиндра вытесняется в преобразователь давления 3
не только через дроссель 6, но для ускорения также и через одно-
сторонний клапан 2.
ГЛАВА ПЯТАЯ
РАСЧЕТ СИЛОВЫХ ЦЕПЕЙ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
5-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В задачу расчета силовых цепей машин контактной
сварки входит определение сварочного тока при заданных: номи-
нальном напряжении сети Uc. яом> вторичном напряжении холо-
стого хода UiB, сопротивлении свариваемых деталей гв, параметр 1х
трансформатора и вторичного контура rv L,, X,, rK, L*, X* и ус-
123
ловиях регулирования сварочного тока. В ряде случаев, кроме
номинального значения сварочного тока, необходимо знать зави-
симость сварочного тока от сопротивления свариваемых деталей,
представляющую собой нагрузочную характеристику машины 1„ =
— F (Гд), а также иметь внешние характеристики машины, пред-
ставляющие собой зависимость напряжения на электродах от сва-
рочного тока Ut == F (/„). Не должны оставаться без внимания
и технико-экономические показатели машины — коэффициент по-
лезного действия, потребл емая мощность в зависимости от сва-
рочного тока, коэффициент мощности машины, характеристики
предельной нагрузки и другие параметры
Решение этих задач при расчетах возможно различными мето-
дами аналитическим по различным формулам; графоаналитиче-
ским, совмещающим расчет по основным формулам с графическими
построениями, и графическими — построением круговых диаграмм.
Выбор того или иного метода зависит от необходимой точности рас-
чета и характера определяемой величины Например, построение
внешних и нагрузочных характеристик быстрее выполняется гра-
фоаналитическим методом, дающим наряду с наглядностью необ-
ходимую точность расчета.
Заслуживает внимания и нашедший применение метод выра-
жения различных параметров машин контактной сварки в относи-
тельных единицах Универсальные характеристики различных
параметров — сварочного тока, напряжения на электродах и дру-
гих величин, выраженные в относительных единицах, сокращают
время расчета, позволяют более наглядно в стадии расчета сравни-
вать однотипные машины контактной сварки между собой. Так как
каждый тип машины — однофазные переменного [тока, низкоча-
стотные, конденсаторные и с выпрямлением тока во вторичном кон-
туре — имеет свои особенности, рассмотрим решение поставленных
задач для каждого типа машины в отдельности.
5-2 РАСЧЕТ CBAPO НОГО ТОКА
И ХАРАКТЕРИСТИКИ ОДНОФАЗНЫХ КОНТАКТНЫХ МАШИН
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
На рис. 5-1 даны принципиа. ьиая схема однофазной
машины переменного "тока, схемы замещения и векторные диа-
граммы.
Если роль прерывателя выполняет электромагнитный' коитак
тор или другое электромеханическое устройство, падением напря-
жения в котором можно пренебречь, Uu = Ut. Сварочный ток
без учета тока холостого хода, согласно схеме замещения на
рис. 5-1, г, равен
(5-1)
1 /j 4- Аз л у 1% Х| п^2
где /«, — сварочный ток A, — вторичное напряжение хо-
124
лостого хода трансформатора, В, г, £г, = г^4-Гк + гд— актив-
ное сопротивление машины прн сварке, приведенное ко вторич-
но и обмотке. Ом; Xs«= £ Xi •= Хт 4- Хк + Хл — индуктивное сопро-
тивление машины при сварке, приведенное ко вторичной обмотке;
Гт и Хт — активное и hhaj ктивное сопротивления первичной и
вторичной обмоток трансформатора, приведенные ко вторичной
обмотке, Ом; ги, гд, Х„, Хд — активные и индуктивные сопро-
тивления вторичного контура и детали, Ом; п — коэффициент
трансформации.
Для расчета зависимости сварочного тока от сопротивления
деталей формулу (5-1) лучше преобразовать в следующий вид:
/,«= U* = —. (5-2)
l>„ + <-n)3+(XtK + A*)’ Z,
где Utl, — вторичное напряжение холостого хода по ступеням;
г2к = г*4- гк — активное сопротивление короткого замыкания ма-
шины по ступеням; гд — сопротивление деталей; X?» = X, +
4- Хк — индуктивное сопротивление машины по ступеням; Хд —
индуктивное сопротивление детали; Zt — полное сопротивление
машины при сварке.
Прн расчете нагрузочных характеристик индуктивное сопротив-
ление детали Хд принимают равным нулю. Тогда
Ц* Up
1 (г2к4-гд)2 4- Z*
(5-3)
Расчет нагрузочных характеристик производится для каждой
ступени трансформатора Значение гд берется в диапазоне от нуля
(ток короткого замыкаиня машины) до (24-3) Гд.11ом, где гд ,1ОМ —
номинальное сопротивление деталей для заданного номинального
сварочюго тока машины.
Внешняя характеристика машины =» F (/,„) может быть
представлена зависимостью
Xrf-l^r*. (5-4)
Прн построении внешней характеристики индуктивное сопро*
тивленне деталей также принимают равным нулю. В этом случае
(A — 1 (Zw——Л «Г» к- (5-5^
Кривая падения напряжения па свариваемых деталях в зави-
симости от тока (/* — /гсьгд представляет собой прямую линию.
Точка пересечения внешней характеристики и кривой пддеиня на-
пряжения иа свариваемой детали определяет сварочный ток ма-
шины для данной детали.
Наряду с зависимостями напряжения на свариваемых деталях
от сварочного тока и сварочного тока от сопротивления деталей,
представ; еннымн внешними и нагрузочными характеристиками,
125
Рис. 5-1 Схемы и векторные дна раммы однофазной машины контактной
сварки: а — принципиальная схема; б — схема замещения с учетом тока
холостого х да, приведенная к первичной обмотке трансформатора; в — упро-
щенная схема замещения с учетом тока холостого хода, приведенная к пер-
вичной обмотке траноЬорматора; г — схема замещения без учета тока хо-
лостого хода, приведенная ко вторичной обмотке трансформатора д — век-
торная д| аграмма схемы б, е— то же схемы в\ ж — то же схемы г; з — то же
схемы г при отсутствии падения напряжения на прерывателе
П — пре ыватеть. ТС — сварочный трансформатор: rn г1т, гк, гд активны* со
контура и свариваемся детали. Хц. Х^. Хк, Хд — индуктивные сопротивлении первнч
условные сопротивления цепи тока холостого хода, об елейные потерями в стали
ннчвое и вторичное на ряжении трансфорыа
в ряде случаев необходимо знать зависимость мощности, потребляе-
мой машиной нз сети, мощности, выделяемой в зоне свариваемых
деталей, от сварочного тока и сопротивления деталей и другие
характеристики Эти зависимости могут быть предст влеиы следую-
щими формулами
Зави имость полной мощи icth, потребляемой машиной из сети,
от сварочного тока
S - fc/j/j = U8Q/1C.=-7========^=========- ; (5-6)
’ /(<* + + (X* + Хд)*
124
л рогл плени я пр срыв а тс ля, перпнчной и вторичной обмоток трансформатора, вторичного
пой н вторичной обмоток трансформатора вторичного контура н деталей. гОт к —
магнитонрооода и током холосгого хода; Uc U1T. UlT V* — напряжение сетя пер-
тора. напряжение кв свариваемых деталях
при Хл — О
S = . (5-7)
I ('ак + 'д)2 +Х2к г-
Зависимость активной мощности потребляемой нз сети, от сва-
рочного тока
/>“/1с.(Гхк-|-Гд) — S COS<p.
(5-8)
127
Зависимость активной мощности, потребляемой на сваривае-
мых деталях, аг сварочного тока
^д=^«с»П ^20 — ^2cbA’sx—Ас«Гв|]. (5-9)
Активная мощность, выделяемая на свариваемых деталях,
?Л = АсвГд.
Точка пересечения кривых активной мощности, потребляемой
на свариваемых деталях (см. выражение (5-9)1, и активной мощ-
ности, выделяемой на свариваемых деталях, определяет активную
мощность, потребляемую из сети прн сварке данной детали.
Зависимость cos <р от параметров машины и сопротивления де-
талей имеет вид
COS ф - ~ гак + гд = GcaOtK + гд) =
И ('* + '13’ +Л* V*
= '* +-/} е> U* t-XLcosl"-; СО5фк=*•.. (5-10)
U за 7iK
Зависимость коэффициента полезного действия от сварочного
тока и сопротивления деталей
I2 г г
i] w---2s.fi---=------fi_. (5-11)
/tc»t/«cos4’ гз* rn
Характеристики однофазных машин контактной сварки в абсо-
лютных щипцах даны на рнс. 5-2.
5-3 ХАРАКТЕРИСТИКИ ОДНОФАЗНЫХ МАШИН
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
В ОТНОСИТЕЛЬНЫХ ЕДИНИЦАХ
В ряде случаев нрихо, ится сравнивать характери-
стики различных машин контактной сварки между собой. Это
сравнение может быть более наглядным, если сравниваемые харак
тернстнки будут выражены в относительных единицах (231.
За относительные единицы принимаем отношения: и = UJU^,
i = JtttUtx', г — гл Zjk р Рц SK U ((/«/^ ~
= /гсп (^s(sk): s — S/SK. Тогда в соответствии с векторной диа-
граммой на рис 5-1,г нагрузочная характеристика машииы в от-
носительных единицах будет
г = , 1 . (5-12)
1 1 + 2r cos % + г°
Внешняя характеристика машины в относительных единицах
представляет собой уравнение эл/ нпса
и*-|-2ш'со5фм-|-1* = 1 (5-13)
с полуосями о = 1/р11—созфк; Ь — МУ1 -|-cos фк.
128
Часть эллипса, расположенная в первом квадранте системы
координат,— внешняя характеристика машины прн омической
нагрузке между электродами — может быть представлена уравне-
нием
и = Г (cosa <рк—1) i*+ 1 —icos<pK. (5-14)
Рис. 5-2. Характеристики Сывофаоиой машины контактной снарки с пара-
метрами Ut - 3,8 В; = 17,2 кЛ: cos <рк — 0,36; а — нагрузочная; б —
внешняя; в — характеристики полной мощности S, активной мощности Р,
полезной мощности Рд и мощности, выделяемой из свариваемых деталях, Рд;
е — характеристики cos <р н ч
Падение напряжения иа свариваемых деталях также будет вы-
ражаться прямой линией:
и ir, (515)
Пересечение этих характеристик дает рабочую точку машины—
сварочный ток при сварке детали заданного сопротивления, вы-
раженный в относительных единицах. Зависимост! полной мощ-
ности, потребляемый из сети, от сварочного тока представляет со-
бой прямую линию
s=-u.v>l™. '«a i (5-16)
Исходя из формулы (5-15) зависимость полной мощности от
сопротивления свариваемых детален будет представлена формулой
(5-12).
5 Закат 12Я
129
Зависимое™ активной мощности на свариваемых деталях от
тока
р = ui = IJ 1 4- (cos® фк— 1) i* — (* cos <рк; (5-17)
потеря мощности на свариваемых деталях
р’ пг. (5-18)
Используя формулу (5-12). .можно получить н зависимость ак-
тивной мощности на свариваемых деталях от их сопротивления:
р =-----------------. (5-19)
1 4- 2г cos фк -f- г*
Точка пересечения кривых, описываемых (5-17) и (5-18). дает
рабочую точк^ машины — мощность, потребляемую на сварнвае
мых деталях, в зависимости от сварочного тока.
Коэффициент мощности cos ф и коэффициент полезного действия
1] также могут быть выражены в относительных единицах:
в зависимости от тока
СОБф= 4- И 1 4- (cos* фк— 1)
__ 1 I COS фк
“ И 4-(cos’Фк-1)1* ’
в зависимости от сопротивления свариваемых деталей
COS ф =
г-)- cosifc
К1 4- 2r cos Фк 4- г4
(5-20)
(5-21)
(5-22)
11 =---------. (5-23)
Г 4- cos Фк
Выражение параметров машин контактной сварки в относитель-
ных единицах позволяет решить ряд других задач — установить
предельную нагрузку машины по току и мощности и температур-
ную зависимость параметров машины. Как известно, тепловая мощ-
ность машины и длительный ток равны:
S J ПВ, /2дЛ = М ПВ, (5-24)
-А- = —, 1 - (5-25)
5>\, /,дл | ПВч/100
Если в формулу (5-25) ввести напряжение короткого замыкания
Uг* /»<2,к, при /1дл получим
s i Ик'ИПВч/100, (5-26)
где uK = UK U
Эта зависимое: ь позволяет однозначно определить допустимый
сварочный ток в функции ПВ и ик для конкретной машины кон-
тактной сварки.
Среди параметров машины наиболее характерная зависимость
от температуры проявляется у активного сопротивления, нзмене-
130
Рис 5-3 Характеристики однофазной машины контактной спяркн в относительных единицах: а —
виешняя характеристика н падение напряжения на свариваемых деталях; б — характеристики полной,
полезной н выделяемой на свариваемых деталях мощностей; в — характеристика cos % ; г — харак-
теристика л- — нагрузочная характеристика и полезная мощность на свариваемых деталях; е —
предельные нагрузочные характеристики; ж — зависимость напряжения короткого замыкания и
соз<р от нагрева машины
ние которого сказывается на напряжении короткого замыкания
машины «к, коэффициентах мощности cos <рк и полезного действия
т]. Обозначив эти параметры индексом / при температуре ГС и
индексом Ги при начальной температуре t0 °C, получим следующие
зависимости их от температуры:
)»+ оад -1 cos’ Фк +1; ' (5-27)
гпч (П (1Ч-аД0со»дк . .с от
СОЬ <₽|. / ----—-------------, (O-ZO
т ) 1(аЛ0* + 2«Л/| cos’ <рк 4- 1
•1----. (5-29)
г 4- cos <рк/
где Д/ = t- t0- превышение температуры, °C, а — температур-
ный коэффициент сопротивления материала контура, 1/°С.
Графическое построение всех приведенных зависимостей —
характеристик машин контактной сварки в относительных едини-
цах — приведено на рис. 5-3
Следует подчеркнуть универсальность характеристик в относи-
тельных единицах. У всех машин, имеющих равные cos <рк, а для
характеристик предельных нагрузок равные ик, характеристики
в относительных единицах одинаковы. Для расшифровки их и пе-
ревода в абсолютные единицы необходимо установить при проек-
тировании — расчетом, прн испытании готовой машины — изме-
рением значения- (7to; cos<pK; ик; Sw; 1/^,/^; /ак; Z21l. Ум-
ножением относительных значений параметров на их абсолютные
значения получаем необходимые сварочные токи и напряжения
и другие параметры для конкретных типов машин
Все приведенные в § 5-2 и 5-3 характеристики и параметры ма-
шин контактной сварки могут быть также найдены из построения
круговых диаграмм. Так как эти вопросы достаточно подробно из-
ложены в общих курсах теории переменных токов, здесь они не
рассматриваются.
5-4 РАСЧЕТ СВАРОЧНОГО ТОКА ОДНОФАЗНЫХ МАШИН
КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
С ИГНИТРОННЫМИ или ТИРИСТОРНЫМИ
ПРЕРЫВАТЕЛЯМИ
До сих пор'мы предполагали, что падением напряже-
ния вЗкоитакторе можно пренебречь. Эго было справедливо для
электромагнитных контакторов и других электромеханических
устройств При применении игнитронных и тиристорных прерыва-
телей, и особенно при регулировании сварочного тока изменением
угла зажигания тиристора или игнитрона, пренебрежение падением
напряжения в контакторе прерывателя может привести к большим
ошибкам при определении сварочного тока Так как падение на-
пряжения в игнитронах н тиристорах практически не зависит от
132
тока, можно принять его постоянным. Максимальное значение па-
дения напряжения в контакторе &UK оговаривается в стандартах
или технических условиях на соответствующие типы прерывателей
и контакторов. Сделав это допущение и пренебрегая током холо-
стого хода, можно рассчитать напряжение на первичной обмотке
трансформатора:
2 J 2 1/сД1/к
п
[cos а—cos(a + A)[ 4-
U2„ Г2
4—-[sin 2а sin2(a4-X)|J , (5-30)
2л )
где 1/с—действующее напряжение сети. В; Д(7К— падение на-
пряжения на полностью открытом контакторе, В; а — угол уп-
равления управляемым вентилем; X—угол проводимости (управ-
ляемости) управляемого вентиля.
>4 Угол управляемости X выбирается по кривым рнс 7-9, построен-
ным по уравнению
*<“-*)={5'31)
где <р — сдвиг по фазе между напряжением сети и током при вклю-
ченном контакторе в полнофазном режиме (по первой гармонике).
Необходимые для определения угла 1 значения cos ф находятся
по формуле
cos ф v (1 - 0,? cos ф, 4- 0,9 , (5-32)
где cos ф! — коэффициент мощности машины без контактора, рав-
ный
cosyi = — (5-33)
1 (Г2к4 Лд)2 Л2к
где rSll, Х2к — активное и индуктивное сопротивления машины
при коротком замыкании; гд — сопротивление свариваемой де-
тали
Напряжение на трансформаторе в полнофазном режиме (а =
= ф; Л = 180°) будет
t/ir (а=Ф) = V 1% + &UZK-1 ,&UC&UK cos ф . (5-34)
Напряжение сети Uc, принимаемое при расчете, зависит от типа
прерывателя. Для машин с синхронным включением сварочного
тока и снабженных блоком управления тока со стабилизацией
Uc = £4. ном (I—Д40. где 44. ,1ОМ — номинальное напряжение
сети, В; Д1/ — допустимые колебания напряжения сети В; для
машин без стабилизации Uc = Uc „ом-
При определении номинального напряжения трансформатора
приходится учитывать и настройку регулирующего устройства —
133
пня без вентилей в первичной обмотке. Это соответствие дает воз-
можность использовать ряд соотношений н метод построения внеш-
них характеристик, разработанных для трехфазной однополупе-
риодной схемы выпрямления, для расчета напряжений н сил то-
ков в схеме рис. 5 13, а с вентилями в первичной обмотке.
Если нам известно или задано среднее значение выпрямленного
сварочного тока то, пользуясь уже известными соотноше-
ниями, можно рассчитать:
действующий линейный первичный ток
/1Л = 2«Ь±|/А; (5-98)
л I
действующий и средний токи во вторичных обмотках трансфор-
матора
I 3; /-jcp = /«с» rf/3. (5-99)
Зависимость между действующим первичным фазным током и его
составляющими в установившемся режиме для схемы рис. 5-13, а
будет
/1Ф=И/|ф_+4ф=. (5-100)
где /м. - = — ” d- --переменная составляющая фазного тока;
* п 3
/,ф„ = Лф. х.» + Лф. и — постоянная составляющая фазного тока.
Постоянная составляющая первичного фазного тока, обуслов-
яеиная током холостого хода, зависит от тока холостого хода транс-
форматора и равна
1 1ф X X — Р4,
где /0 — действующий фазный ток холостого тока; ₽ — коэффи-
циент, учитывающий увеличение тока холостого хода прн вклю-
чении в фазу вентилей. По экспериментальным данным можно
принять р = 1,35.
Постоянная составляющая тока нагрузки пропорциональна
выпрямленному току:
Лф.м *Лст/(Зл).
Подставив эти выражения в уравнение (5-100), получим расчет-
ную формулу для первичного фазного тока с вентилями в первич-
ной обмотке:
Пренебрегая током холостого хода трансформатора, получим
простую расчетную формулу для первичного фазного тока:
. Из (5-102)
'«♦ п 3 «Г '
157
Как отмечалось выше, с вентилями и без вентилей в первичной
обмотке действующие первичные линейные токи равны
/„ = /^1'3 =-^1
Л I О
Соотношение между линейным и фазным токами при аключенин
вентилей в первичную обмотку и пренебрежении током холостого
хода равно
/u-'/i* 1^2
Пользуясь всеми приведенными соотношениями, можно рассчи-
тать силы токов в первичных н вторичных обмотках сварочного
тран:форматора. Все соотношения напряжений в трехфазнон одно-
полунериодной схеме выпрямления с вентилями в первичной об-
мотке идентичны соотношениям в схеме выпрямления без вент 1лей
в первичной обмотке.
Среднее значение выпрямленного напряжения холостого хода
у I 2 sin (л.'3) .
иЗЛ> = Z = 1 'с/4фо • (5-103)
Л/о
где U2^a — действующее вторичное фазное напряжение холостого
хода трансформатора.
Первичное фазное напряжение холостого хода трансформатора
(5-104)
Напряжение сети
г/1с=^ф+АУк. (5-105)
где &UK — падение напряжения в игнитронном или тиристорном
контакторе.
При работе выпрямителя имеют место падения напряжения
в активных сопротивлениях обмоток трансформатора, выпрями-
тельных блоках и внутреннем сопротивлении выпрямителя от рас-
сеяния трансформатора, обусловленные длительностью коммута-
ции тока в процессе выпрямления. Эти падения напряже шя сни-
жают напряжение на выходе выпрямителя. Поэтому напряжение
при работе выпрямителя
Uu = U^-&UP- \U„ 6, (5-106)
3 *
где \U„ — — Хф —падение напряжения от длитапьной
2 л
коммутации, Хф — индуктивное сопротивление фазы трансформа-
тора, приведенное ко вторичной обмотке; &Ur = — па-
дение напряжения в активном сопротивлении фазы трансформа-
тора; г' — активное сопротивление фазы трансформатора, приве-
денное ко вторичной обмотке Ш>в = Д(/0 ~-ltced + r6lind
пв
падение напряжения на выпрямительном блоке, Д(70 — пороговое
158
напряжение вентиля: /?я—динамическое сопротивление (для пре-
дельной прямой вольт-амперной характеристики) вентиля; гб —
сопротивление токоведущих деталей выпрямительного блока, под-
водящих ток к вентилям; пв — число параллельно включенных
вентилей.
Уравнение (5-106) является уравнением внешней характери-
стики выпрямителя. В ряде случаев для расчетов напряжения хо-
лостого хода целесообразно знать изменение напряжения вследст-
вие затянувшейся коммутации. Это изменение можно рассчитать
по формуле
U2d -U.2lt0 '^0SY , (5-107)
где у — угол коммутации;
cosy = l______
сф max sin (л/3) ^зфо 1 3
Расчет сварочного тока. Расчет сварочного тока для схемы вы-
прямления на рис. 5-13, а произведем на основании схемы замеще-
ния, показанной на рис. 5-13, б.
Среднее значение установившегося сварочного тока при углах
управления а<л/6
/2cnrf=-t7a<0~AL'“~At7,</n . (5-108)
4 гл
где ггк = г ,+ г* (1 — Зу/4 л) + / п„ + г6 + Аф к — сопротив-
ление машины при коротком замыкании; гк — сопротивление вто-
ричного контура; г' — сопротивление фазы трансформатора, при-
веденное ко вторичной обмотке; /?я— динамическое сопротивле-
ние неуправляемого вентиля; л„ — число параллельно соединенных
вентилей в блоке; гб — сопротивление токоведущих частей блока;
* 3
Аф. к = ——Аф — внутреннее сопротивление выпрямителя от рас-
сеяния при коммутации; Аф — индуктивное сопротивление фазы
трансформатора, приведенное ко вторичной обмотке; у — угол
коммутации; Utljn 1,17 (7С го1п/п— выпрямленное напряжение
холостого хода; Д(7П — пороговое напряжение неуправляемого
вентиля; Д1/к — падение напряжения на управляемых вентилях;
гя — сопротивление свариваемых деталей; п— коэффициент транс-
формации; Ucm(n — минимальное напряжение сети.
При включении машины изменение среднего сварочного тока
происходит по экспоненте:
сВ = /гсВД1-*~'Ч (5-109)
где т = LK/(riK + гя) — постоянная времени сварочной цепи.
<59
Уравнение (5-108) является уравнением регулировочной ха-
рактеристики машины в абсолютных единицах. Подставляя раз-
личные значения гд, можно построить семейство регулировочных
характеристик для различных ступеней регулирования.
Обозначив отношения /.„ а 1гк»л — Гл и = г'я, можно
получить уравнение регулировочной характеристики машины в от-
носительных единицах.
!— - (5-110)
' + < •
При сварке больший интерес представляет действующий, а не
средний сварочный ток. Для установившегося тока в схеме
Рис. 5-15. Формы кривых тока машины с выпрямлением тока па стороне
низшего напряжения: а — первичный ток: б — вторичный ток
рис. 5-13, а отношение /г„ ltc»a 1.02, Это расхождение ме-
жду действующим и средним токами обусловлено наличием высших
гармоник (пульсаций) в кривой выпрямленного тока В процессе
сварки работа машины происходит в неустановнвшемся режиме.
Если отсутствует регулирование нарастания и спада сварочного
тока, время нарастани и спада тока определяется параметрами
машины. В зтом случае расчет действующего сварочного тока мо-
жет быть проведен по кривой рис. 7-21.
Кривая сварочного тока из-за большой индуктивности вторич-
ного контура, а в ряде случаев и регулирования времени нараста-
ния и спада сварочного тока отличается от прямоугольной. Поэтому
расчет длительного тока по широко распространенной формуле
ПВ
без внесения в нее поправок может привести к неучтенным погреш-
ностям.
160
Поправки па время нарастания н спада тока могут быть рассчи-
таны по формулам:
для первичного тока
= 1/1—(5-111)
1 И з /св
для вторичного тока
_1 । 2 /с (5-112)
г 3 /сп 3 /св
Длительные токи в первичной и вторичной обмотках равш.1
ЛДЛ=Л'1М 11В; 4Ял= КЛ1 пв,
где lt н /2 — установившиеся действующие токи в первичной в вто‘
ричиой цепях. Необходимые для расчета величины приведены
на рис. 5-15.
Расчет сварочного тока при регулировании его углом управле-
ния управляемого вентиля в первичной обмотке трансформатора.
В большинстве машин с выпрямлением тока на стороне низшего
напряжения соотношение параметров вторичного контура X гк>2,
где Хк — ры LK~. р—число пульсации в кривой выпрямленного
тока; а — угловая частота; LK — коэффициент самоиндукции вто-
ричного контура. Прн таком соотношении параметров н изменении
углов управления в пределах 30°<a<a.mtl.K ток во вторичном
контуре будет непрерывным.
Зависимость ainnx от отношения А'1С | гк дана в табл. 5-8. Поэ-
тому для большинства машин, у которых отношение Хк/гк>2,
расчет установивше ося выпрямленного тока при регулировании
его углом управления в пределах от 30 до 110° может быть произ-
веден по формуле
1.17 cos (a - 30) - Л1/„— - "к
U> =-------------—------------— ’ (5-НЗ)
гак "г гд
Таблица 5-8
Хк/гк 0 0,577 1 2 3,73 СО
“mnx 60 90 100 106 115 120
Для значений Хк/гк 2 формула (5-113) справедлива прн уг-
лах управления от 30 до 60°.
Для обеспечения стабильной работы машины настройка блока
управления сваркой (БУС) на полнофа ное включение произво-
дится при угле управления a = 35° и минимальном напряжении
сети
Uс mln — Uf ном (1 &U).
При такой настройке номинальный сварочный ток при полно-
фазном включении будет
1,17 с га-!=- cos (5) - AUa— ~W*
"--------------------— (5-114)
r2K 4- ГЯ
В ряде случаев расчет сопротивления Хф. к, входящего в со-
противление короткого замыкания машины г.к. представляет из-
вестные трудности. Поэтому, воспользовавшись тем, что для боль-
шинства машин прн а = 30 ч- 35° угол коммутации у = 30°, фор-
мулы (5-113) и (5-114) можно упростить, введя в расчет вместо
Хф к множитель (1 + cos 2,)/2. После преобразований получим
1.17 ^c<nl"- (cos (а - 30) + cos Р] — ЛУ0-
, л /г нп
Номинальный сварочный ток с учетом настройки прн угле уп
равления а = 35 . минимальном напряжении сети (4 min =
(4.иом(1—AtQ 11 полнофазном включении
1,17 [cos(5') ч- cos (35» — Д Vo—
/2ЯОИ а =------------------------------------— (5-116)
Г«К + гл
где 0 - а—30° + у — угол, зависящий от утла управления а
и угла коммутации у. Значения углов коммутации у и 0 в зави-
симости от угла управления а даны в табл. 5-9.
Таблица 5-9
а° 30 40 50 60 70 80 90
) 30 20 16 12 10 9 8
₽’ 30 30 36 42 50 59 68
Если в первичной обмотке трансформатора установлены тири-
сторы, то падением напряжения MJK можно пренебречь
На основании уравнений (5-113) и (5-114) можно установить,
что отношение токов
U7 бели cos(a_30)-диа- Ли^-
i = =-------п ----------Л-----------” _ (-, 117)
/,н°м d [ 17 I4mbj cos _ Д(7о _
п л
зависит топь ко от угла а.
162
Для более точного расчета сварочного тока при регулировании
его углом управления, с учетом всех особенностей работы схемы
рнс. 5-13, а, можно воспользоваться методом [7], основанным на
решении уравнений баланса токов н магнитодвижущих сил.
При изменении угла управления а имеют место три режима ра-
боты выпрямителя: режим 1 — при изменении угла регулирования
в пределах 0 а л/6; режим II — при изменении угла регули-
рования в пределах л/6<а<агр; режим III — при изменении
угла регулирования a>a,p, где arp — угол управ гния (гранич-
ный), при котором очередной управляемый вентиль включается
в момент погасания предыдущего.
Режим I — режим максимальных токов — характерен тем, что
в диапазоне углов регулирования 0 а л/6 период выпрямлен-
ного напряжения и тока состоит из двух интервалов времени —
одновентнльного интервала времени на сторонах высшего и низ-
шего напряжения длительностью 2л/3—у и двухвентильного ин-
тервала на сторонах высшего н низшего напряжения длитель-
ностью у (интервала коммутации). Расчет сварочного тока в этом
режиме производится по формуле (5-108) или по уравнению
(5-118)
гДе l/doa = I»17 l/2ocosa; Uw— действующее вторичное фазное
напряжение холостого хода транс4>орматора; — сопротивление
вторичного контура включая сопротивление свариваемых деталей.
Уравнение внешней характеристики выпрямителя
<4 = t/doa- V- х; Id - дг/„ • (5-119)
Режим}! I характерен тем, что включение очередного управляе-
мого вентиля на стороне высшего напряжения происходит до по-
гасания предыдущего в течение интервала «гашение — шунтирова-
ние тока» на стороне низшего напряжения. В свою очередь, режим
II подразделяется на два режима — режим Па в пределах угла
регулирования л/6<а<ак н режим Пб в пределах угла регули-
рования aK<a<arp.
В режиме Па в процессе коммутации сначала прекращается
вторичный ток фазы, которая отключена от сети, в течение рассмат-
риваемого промежутка времени, а затем одновременно прекра-
щаются вторичный н первичный токн фазы, которая по очередно-
сти должна заканчивать работу. По окончании коммутации гаснет
оответствующий управляемый вентиль н начинается одиовентнль-
ный интервал на сторонах низшего и высшего напряжения. Следо-
вательно, коммутация состоит нз двух интервалов — трехвентиль-
ного на стороне низшего и двухвеитильного на стороне высшего
напряжения; двухвентнльного на сторонах высшего н низшего
напряжения.
6*
163
В режиме 116 коммутация состоит из двух интервалов — трех-
вснтпльного на стороне низшего н двухвентнльного на стороне
высшего напряжения; трехвентилыюго на стороне низшего и одно-
вентильного на стороне высшего напряжения.
Расчет сварочного тока для режима 11 пронвводится по формуле
la=.u^-&.Ua . (5-120)
А,- г
где U
cos (а я/6)]; Ха— эквивалентное внутрен-
Рис. 5-16. Зависимость агр
от отношения Xilrj
нее индуктивное сопротивление вы-
прямителя. определяемое из уравнения
внешней характеристики выпрямителя
= f/rina-/dX3-At/0.
Режим III характерен тем, что при
включении очередного управляемого
вентиля заканчивается интервал шуи
тирования тока и начинается интервал
коммутации — тре.хвентпльнын на сто-
роне низшего и одновентильный на
стороне высшего напряжения. Режим
III следует при изменении угла управ-
ления а после режима 116. Границы
между этими режимами определяются
углом регулирования аГ|
Граничный угол агр можно рассчи-
тать по формуле
nj/2 А(/о
3 и»
(5-121)
1 4- Xj/tj
или найти но кривой рнс. 5-16 в зависимости от отношения Xr!rd.
Условное внутреннее индуктивное сопротивление выпрямителя
в режиме III равно
Л\= l,5XJsp 2Хф4 Х„4-2,5Хь,
где Хф — индуктивное сопротивление фазы трансформатора, при-
веденное ко вторичной обмотке, Х|5 — индуктивное сопротивление
рассеяния первичной обмотки трансформатора; X,— индуктив-
ное сопротивление фазы блока вентилей. X2ta — индуктивное со-
противление нулевой последовательности вторичной обмотки
трансформатора.
Расчет сварочного тока для режима 111 производится по формуле
(5-120). Эквивалентное внутреннее индуктивное сопротивление
выпрямителя X, = Xi/(3n).
Внешняя характеристика выпрямителя для режима III
бя
(5-122)
1М
Изменение сварочного тока в процессе сварки, прн изменении
угла управления, также происходит по экспоненциальному закону
и может быть рассчитано по формуле (5-109).
Уравнения (5-108), (5-109), (5-110), представляющие собой ре-
ryj нровочные характеристики при полнофазном включении, и урав-
нения (5-113), (5-115), (5-Ц ), представляющие собой регулировоч-
ные характеристики прн регулировании сварочного тока измене-
нием угла pei пирования, дают возможность построить необходи-
мое семейство регулировочных характеристик машин как прн сту-
пенчатом регу. ировании сварочного тока, так и прн изменении
угла управления.
Расчет других характеристик машин контактной сварки доста-
точно подробно рассмотрен в разделе однофазных машин перемен-
ного тока. Пользуясь приведенными в нем соотношениями н делая
необходимые поправки на трехфазное включение и выпрямление
тока на стороне низшего напряжения, можно рассчитать все не-
обходимые параметры машин с выпрямлением тока на стороне низ
шего напряжения.
Расчет вторичного напряжения трансформатора и мощности,
потребляемой из сети. Если задан номинальный сварочный ток
/гном.си. расчет номинального вторичного напряжения может быть
проведен по формуле
(j Uyfp (Гу -(- Гд) /у,оц d -|- AL/р . 123)
S(*- 1,17" 1,17 '*
где UMn—напряжение холостого ход' выпрямителя; ггк— со-
противление короткого замыкания машины; гй — сопротивление
деталей; /21ЮМ а — lt „ом. fJKB— номинальное среднее значение
тока; Кв — коэффициент, выбираемый по кривой рис. 7-21 в за-
висимости от постоянной времени сварочной цепи.
С достаточной для практики точностью вторичное фазное на-
пряжение холостого хода трансформатора может быть рассчитано
но формуле
Гл) ^illOM rf АС/ б 4~ Pt* 7диОМ-СВ /с I ПД J
1,17(1 — 0,87ек/|00) ‘ '
где гк — сопротив. ение вторичного контура; Л U6 — полное па-
дение напряжения на вентильном блоке; рм — потери в обмотках
трансформатора /гнпмй н 4,юм.» — номинальные средний н сва-
рочный токи; ек — напряжение короткого замыкания трансформа-
тора при номинальном сварочном токе 4„ои е»>
Мощность, потребляемая машиной из сети, бе учета потерь
в управляемых вентилях на рон высшего напряжения
Pr = | 3' (/,/,= ! ,21 а. (5-125)
165
Потребляемая мощность с учетом потерь в управляемых венти-
лях
Рщ = 1,21 и2ая1гся= 1,21 к— llCBа(г2к + гя + .
Ос mln Uc min \ JjcedZ
(5-126)
где Uc. ном — номинальное фазное напряжение сети, Uc mln — ми-
нимальное фазное напряжение сети, поддерживаемое аппаратурой
управления, при колебаниях напряжения.
Полная мощность, потребляемая машиной нз сети, с учетом
тока холостого хода
Pina — 1 .
(5-127)
5-9. РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ
КОНТАКТНЫХ МАШИН
С РЕГУЛИРОВАНИЕМ СВАРОЧНОГО ТОКА
УГЛОМ УПРАВЛЕНИЯ УПРАВЛЯЕМОГО ВЕНТИЛЯ
Энергетические показатели маши и контактной сварки
являются одними нз основных при расчете и проектировании.
Стремление сократить число ступеней регулирования и расширить
пределы регулирования сварочного тока углом управления управ-
ляемого вентиля в ряде случаев наряду с ухудшением технологиче-
ских параметров приводит к снижению коэффициента мощности
машины и ухудшению ее энергетических показателей. Чтобы более
обоснованно установить границы применимости обоих принципов
регулирования сварочного тока: ступенчатого — изменением числа
витков первичной обмотки и плавного — изменением угла управ-
ления управляемого вентиля, рассмотрим зависимость коэффи-
циента мощности машины от ее параметров.
Коэффициент мощности машины контактной сварки
KU = PB/S. (5-128)
где Ра — активная мощность, потребляемая машиной из сети, Вт;
S — полная мощность, потребляемая машиной из сети. В-А.
Для однофазных машин переменного тока, включаемых в сеть
электромагнитным контактором или другим электромеханическим
устройством,
К» = -v = c°s ф = '»" + '* -----. (5-129)
1 (г2к + гд)2 + Л2к
Для однофазных машин переменного тока, включаемых в сеть
управляемыми вентилями, коэффициент мощности
Км=-^- =-t//,-cos(p1= vcosqp,, (5-130)
где U, fa — действующие напряжение н ток, потребляемые маши-
t66
.0
о,э
0.8
ол
0,6
0,5
ОЛ
0,3
0.2
Км У>. 31
СО з<р-о,з; 'J3V7 ''ЦЗ
0.7^
0^
О^мм'
Км' аз
Рис 5-17 Зависимости коэффицне 1та
мощности машины и коэффициента иска-
жения тока от 1а при регулировании сва-
рочного тока углом управления
0,5 0,6 0,1 0.8 qs it
ной нз сети; / ( — действующий ток первой гармоники; фй — угол
сдвига фаз между напряжением сети и током первой гармоники;
v = IJI — коэффициент искажения первичного тока.
Таким образом, только при угле управления а = ф, обеспечи-
вающем полнофазное включение машины, коэффициент искаже-
ния первичного тока v = 1 н Км — cos <j> Во всех остальных слу-
чаях V<l И КмССОБф].
Зависимости коэффициента
искажения первичного то-
ка v и коэффициента мощ-
ности К„ от ia для различ-
ных cos ср машины даны
на рис. 5-17. Из кривых
видно, что при уменьшении
сварочного тока введением
угла управления в два
раза коэффициент мощно-
сти машины уменьшается
в два раза. Эти данные хо-
рошо сочетаются с опытны-
ми. Поэтому, несмотря на
большие возможности ре-
гулирования сварочного
тока углом управления,
для обеспечения достаточ-
но приемлемых значений
коэффициента мощности
машины необходимо глу-
бину регулирования сва-
рочного тока углом управления ограничивать в зависимости от
cos ф машины углами а 504-6 . Необходимый же диапазон
регулирования сварочного тока надо перекрывать ступенчатым
регулированием, в промежутках между которыми — осуществлять
плавное регулирование углом управления.
Коэффициент мощности машины с выпрямлением тока на сто-
роне низшего напряжения
0.1
К _ Р8 _________UdJd______ 1.»7
Р '? !d 1 Л~2~
nV 3 1,17
0,83-
Фактический коэффициент мощности машин с выпрямлением
тока на стороне низшего напряжения по схеме рис. 5-13, а ниже
из-за наличия тока холостого хода трансформатора н регулирова-
ния сварочного тока углом управления.
167
ГЛАВА ШЕСТАЯ
РАСЧЕТ ВТОРИЧНОГО КОНТУРА
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
6-8. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Назначение машины определяет конструкцию и геометри-
ческие размеры вторичного контура — вылет i раствор хоботов для точеч-
ных и шовных машин, размеры плит для рельефных машин, минимальное
расстояние между губками и ход подвижной плиты для стыковых машин,
а свариваемое сечение н заданная производительность машины определяют
ее электрические параметры — силу сварочного тока, вторичное напряже-
нке сварочного трансформатора, мощность трансформатора и режим работы
исходя нз выбранного режима сварки. Поэтому прн проектнрованин машин
перед конструктором встает задача определения первичной мощности, за-
бираемой нз сети, т. е. первичной мощности сварочного трансформатора, его
вторичного напряжения, а также сечення вторичного контура, необходимых
для прохождения заданного сварочного тока без недопустимых перегревов.
Сечення вторичного контура определяются исходя из допустимых плот-
ностей тока, обеспечивающих при заданных условиях охлаждения допусти
мую температуру нагрева элементов контура. Вторичное напряжение транс-
форматора определяется сопротивлением вторичного контура н силой сва-
рочного тока. 1 ак как сила сварочного тока бывает задана, то основной
величиной, которую необходимо найти, является сопротивление сварочного
контура.
6-2. КОНСТРУКЦИИ ВТОРИЧНЫХ КОНТУРОВ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Конструкция вторичного контура машины контактной
сварки должна обеспечивать необходимую жесткость тоноподводов для вос-
приятия ими механических усилий при прохождении сварочного тока н под-
вижность одного нз электродов. Поэтому, как правило, вторичный контур
состоит из жестких элементов, связанных между собой гибкими элементами,
чаще всего гибкими шинами из фольги нлн гибкими перемычками нз много-
жильных проводов.
В свою очередь, жесткие и гибкие элементы контура соединяются между
собой с помощью разъемных соединений различной конструкции. Контакты
разъемных соединений для обеспечения надежной работы имеют обработан-
ные, пришабренные поверхности В особо ответственных случаях контакт-
ные поверхности лудятся или серебрятся. Этим достигается постоянство со-
противления разъемного контакта Для снижен 1я температуры элементов
контура и контактов создают интенсивное водяное охлаждение как самих
контактов, так и элементов контура.
На рнс. 6-1 показаны констр ,'кцни гибких соединений вторичного кон-
тура, выполненных нз медной фольги и гибких проводов В гибких элемен-
тах контура для обеспечения постоянства контакта в разъемном соединении
особое внимание необходимо обратить па заделку концов Применяемая
раньше пайка концов в настоящее время заменена диффузной юй сваркой
Использование сварки взамен пайки позволило значительно повысить на-
дежность разъемного контакта гибких соединений. В неответственных слу-
чаях, особенно в машинах переменного тока, нропайка нлн диффузионная
сварка концов не производятся, а гибкие соединения выполняются из фольги
методом навивки. В многоэлектродных и подвесных машинах роль вторич-
ного контура выполняют гибю е кабели, соединяющие трансформатор с ра-
бочим инструментом — сварочным пистолетом, клешами и др
168
К гибким кабелям предъявляются высокие требования в отношении
гибкости, массы, удобства н надежности в работе. Для обеспечения легкости
и гибкости конструкции сечения кабеля стараются делать минимальными,
что достигается при охлаждении их водой.
На рис. 6-2 приведены конструкции поперечных сечений гибких кабе-
лей поднес пых матиц. Сечения кабелей и их длина обусловливаются назна-
чением подвесных машин. При применении бифи.чярных кабелей удается
достиг! уть необходимой легкости и гибкости, уменьшения индуктивности
н снижения электродинамических усилий, передающихся иа рабочий инстру-
мент.
Рис. 6-1. Конструкции гибких соединений вторичного контура, а — набран-
ное на отдельных листов фольги; б — витое из фольги; в — витое, со сварен-
ными диффузионной сваркой концами; г — сваренное из отдельных листов
фольги, с приваренными и кладкзми; д — нз гибких многожн ьиых пропо
дов; е — то яге, охлаждаемое водой
В шовных машинах переда1 тока от неподвижных элементов вторичного
контура к свариваемым деталям производится через скользящие контакты
Скользящие контакты выполняются как нагруженными, передающими ме-
ханические и электрические нагрузки, так и разгруженными, передающими
только электрнческ ie нагрузки.
На рис 6-3 изображена конструкция вторичного контура машины для
контактной точечной сварки. Все элементы вторичного контура и местах кон-
тактов имеют обработанные, пришабренные поверхности, а угольники 1
н 3 — еще водяное охлаждение контактной поверхности. Угольник / с по-
мощью изоляционного комплекта (не указанного на рис. 6-5) крепится к
верхнему кронштейну машины Гибкая шина 2 обеспеч! паст движение перх
него электрода по отношению ко всему неподвижному в процессе работы вто-
ричному контуру. Гибкая шина /? дает возможность изменять расстояние
169
7 Заказ Nr 1429
Рис. 6-19. Зависимость коэффициента поверхност-
ного эффекта для круглого провода (а) от отно-
шения d/A и прямоугольного провода (б) от отно-
шения а/Д
Цифры па кривых — отношение сторон Ь/а
Гели удвоенная глубина проникновения ток я 2А больше толщины про-
водника. то поверхностным эффектом можно пренебречь При иевынолнеини
этого условия сечен не проводника определяется по формуле
д,= Ы1, (6-60)
где П — средняя длина периметра токоведущего слоя, м.
Для прямоугольных проводов, расположенных близко друг к другу,
в расчет принимается только периметр обращенных друг к другу сторон
Зная глубину проникновения тока по сечению проводника, можно рас-
считать коэффициенты поверхностного эффекта и эффекта близости для раз-
личных сечений и форы проводов. Так, для круглого и прямоугольного се-
чений проводов коэффициент поверхностного эффекта может быть определен
по формулам [12]:
для круглого сечення
к = I WA)« d I Д .
"= 4 d/A-1 4А ** 4 "Г 4d ’
для прямоугольного сечения
к _________________________________1
П 2Д 1+(а — 2Д)/Ь ’
(6-61)
где d — диаметр провода, см; а — толщина провода, см; Ь — высота про-
вода, см; Д — глубина проникновения тока, см, или по кривым рис 6-19.
Коэффициент близости может быть рассчитан по формулам:
для круглого сечення
(6-63)
для прямоугольного сечення
а
Кб
(6-64)
где d — диаметр провода, м; Л—глубина проникновения тока, м;
К„ — коэффициент поверхностного эффекта для данного сечення провода.
Для отношений п/Д<2
коэффициент близости может
быть найден по кривой рнс.
6-20
Коэффициент поверхно-
стного эффекта жил гибких
кабелей, состоящих нз отдель-
ных проводников, опреде-
ляется по формуле ( ьз
Рис. 6-20. Зависимость коэффициента бли-
зости для прямоугольных г роводон от от-
ношения толщины провода к глубине про-
никновения тока о/Д
Кпо“ 1 + Кп + К6, д.
[(6-66)
где*/Спо —общий коэффициент
увеличения сопротивления ка-
беля при прохождении пере-
менного тока' Кп — увеличе-
ние сопротивления за счет
поверхностного эффекта; Кб—
увел1 чепце сопротивления за
счет эффекта близости соседних кабелей
194
л'» = Кт, = ---------------;
" п 192 + 0,8х*
(6-66)
(6-67)
где х = 1.59 р/" •IO-*; f — частота. Гц; К, — коэффициент, принимав
ный рваным 1 для расчета Кп и 0.8 для расчета Ко г'ж — сопротивление
постоянному току жилы кабеля при заданной температуре. Ом/см. I — рас-
стояние между жилами к беля, м.м; D — диаметр жилы кабеля, мы.
Для бнфилярных кабелей общий коэффициент поверхностного эффекта
с учетом эффекта близости можно принять равным 1,03—1.05.
V
6-7. РАСЧЕТ СОПРОТИВЛЕНИЯ
КОНТАКТНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Не вдаваясь в физическую природу сопротивления контакт-
ных соединений. рассматриваемую в специальных руководствах и учебниках,
установим необходимые для расчета понятия об элементах сопротивления
контактного соединения.
Сопротивление контактного соединения состоит из сопротивления ме-
таллических частей контактного соединения и сопротивления контакта —
площадок соприкосновения двух контактирующнхея поверхностей н выра-
жается формулой
гк “ ^м-к Ч*'к.к* (6-68)
где гк — сопротивление контактного соединения. Ом; г„. к — сопротивление
металлических частей контактного соединения. Ом; гк к—сопротивление
контактов. Ом.
Сопротивление металлических ча тей контакта зависит от матер 1ала.
температуры и формы соединения Расчет этого сопротивления возможен
только для отдельных простейших случаев, приведенных ниже, так как не-
равномерное распределение тока по контакт! ой поверхности создаст нерав-
номерное распре деление тока в металлических частях контактного соедине-
ния. что вызывает увеличение сопротнвле1|ня''коптакта.
Сопротивление контакта зависит от материала соприкасающихся де-
талей, состояния поверхности, чистоты обработки, температуры и усилия,
сжимающего контактные поверхности
Вне зависимости от формы н размеров контактной поверхности сопро
тнвленне контакта гк к может быть выражено формулой
(6-69)
где С — контактное сопротивление при усилии 1 даН. зависящее от мате-
риала и состояния поверхности. Ом; Р — усилие, даН, т — показатель
степени, зависящий от материала н сос ояння его поверхности.
Для прямоугольных медных и алюминиевых шин формула принимает
ВИД
для контакта мель—медь
к - 2,4 lO-Vp0-7: (6-70)
для контакта алюминий—медь
гк к “ 3.0 10-*/р°7'- (6-71)
для контакта i. юмнннй--алюминий
гк к — 8,2-1О~*/ро-т,
(6-72)
7*
195
для контакта медь—медь с лужеными поверхностями
лк.к = 2,8-10~'/р^7- (6-73)
Если стяжные болты проходят через контакт юе соединение, то общее
сопротивление контакта увеличивается. Это увеличение происходит в ос-
Рис 6-2t. Схема распределения тока в контактном соединении
Рис. 6-22. Зависимость полного сопротивления плоского контакта от усилия
зажатия
/ — медь—медь поверхность окислена: 2 — медь медь, поверхность чистом обработка
RzttOs *?160/
V : 3 — БрХОб — БрХ05. поверхность обмаслена обработка \/ < —
медь мгдь поверхность чистая обработка \/ ; S БрХОб— БрХ05. поверх-
кость чистая, обрпботк* V
Рис. 6-28. Зависимость полного сопротивления контакта медь—сталь от уси-
лия зажатия
Нг.40/
1 — попер?(кость спежеобряботаянкя обработка у/ : J — яерхность к слеп
ияя. протертая; 3 — то же. нелротертяя
новном за счет уменьшения поперечного сечения для прохождения тока и
учитывает я увеличением полюго сопротивления контакта, полученного
по приведенным формулам, на коэффициент 1,1—1,15
Сопротивление мет щлнческнх частей контакта г„ к зависит как от ма-
териала. ио| еречного сечения н длины контактных частей, так к от неравно
196
мерности распределения тока по сечению Поэтому и в дай, ом сзучае при-
ходится пользоваться эмпирической формулой.
На рис. 6-21 показано рвспреде енне тока в контактном соединении.
Сопротивление проводника, аналогичного по форме контактному соеди-
нению, может быть представлено формулой
Ги.к^Ср —, (6-74)
<?
где р — удельное сопротивление материала контакта. Оы-м; В—длина
контакта, м. ч — сечение одной шины. м:; С — опытный коэффициент, оп-
ределяемый по формуле
C = 3,21g|1.43 + (l + C/B)). I Г I ~П
(6-75) а~ ---------------8
। № б — толщина шины, м.
Для контактной поверхности, не
меющей формы плоскости (полу-
окружность, окружность н т. д.), со-
противления можно рассчитывать по
приведенным выше формулам. Уси-
лие зажатия контактного соединения
н этом случае определяется исходя
из конкретных условий задачи.
Рис. 6-24. Зависимость переходного
сопротивления между плоскими
медными шинами от удельного дав-
ления при различных способах об-
работки контактных поверхностей 1
t — поверхность посеребрена гальваниче-
ским способом: г — посеребрена методом
натирания (порошковым серебром с прило-
жением тока): 3 — пришабрсия; 4 — про-
строгана нечисто: 6 — прострогана начер-
но: 6 — под iposane; 7 — пришабрена н
слегка окислена; 8 — прострогана начисто
и слегка окислена
Для определения сопротивления контакта можно также пользоваться
опытными данными, полученными в результате многих экспериментов На
рис 6-22 даны зависимости полного сопротивления плоского контакта от
усилия за атня и характера обработки поверхности для различных мате-
риалов. На рис. 6-23 представлена зависимость сопротиитения контакта
чедь—сталь от усилия зажатия. Данная кривая может быть использована
при оирс. еленнн контактного сопротивления электрод—деталь для стыковых
машин. На рис. 6-24 приведена зависимость сопротивления контакта плоских'
медных шин от способа обработки поверхности контакта и удельного дав
лення
Как видно из приведенных кривых, полное сопротивление контакта
колеблется в довольно широких пределах и зависит от многих факторов.
Однако при тех условиях зажатия, которые применяются при проектирова-
нии контактных соединений машин контактной сварки, латное сопротивле-
ние контакта в новых машинах не превосходит (1.0 + 2.0)-10“’ Ом Это
значение проверено многократными опытами и используется прн расчете
Большие значения принимаются для контактов из твердых сплавов меди,
меньшие — для меди.
Данные по расчету сопротивления контактных соединений были бы не-
полными, е ли не привести данных по механическому расчету контактного
соединения.
197
Площадь контактной поверхности, как говорилось выше, определяется
исходя н.1 допустимой плотности тока, обеспечивающей пр юмлемую темпе-
ратуру контакта Как правило, длину накладки стараются делать равной
ширено подсоединяемой шины или больше ее; ширина накладки равна ши-
рнне шины.
Усилия в контакте создаются
болтами, число и размер которых
определяются исходя из необхо-
димого сопротивления контакта,
обеспечивающего его падеж-
ную работу В табл. 6-6 даны
усилия, создаваемые одним
болтом прн зажатии его стандарт-
ным ключом
Прн выборе числа болтов не-
обходимо учитывать, что увели-
чение числа болтов до 4—5 резко
уменьшает сопротивление кон-
такта. Увеличение числа баттон
свыше 4 —5 не дает заметного
улучшения контакта н поэтому
не рекомендуется Не рекомен-
Таблица 6-6
Резьб* Наружны! диаметр бел та. мм Сечек не номиналь- ное, ми1 Смла мджатня болта. кН
М10 10 50,9
М12 12 74,3 1S.3
М16 16 111.0 20,0
11 р н м е ч а и и е. Напряженке за-
тяжки не превосходит предел текучести
материала болта.
дуется также применять одни
болт вместо четырех, так как не
смотря на то. что общие усилии зажатня в этом случае могут быть
одинаковы, число точек касания будет разным и работа контактного сое-
динения — ненадежной.
6-8. РАСЧЕТ АКТИВНОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ
Точечная саарка Сопротивление деталей во время сварки
непрерывно меняется. Однако для расчета вторичного контура нет необхо-
димости представлять себе всю картину изменения сопротивления в процессе
евврки, а достаточно знать конечное сопротивление, так как оно в основном
определяет задаваемое в техначогпчсскнх картах значение свароч юго тока.
Сопротивление одиночной точки состоит из сопротивления контакта
электрод—деталь г,. д, сопротивления матер) ала самих деталей гм.д н со-
противления контакта деталь—деталь гд.д
Таким образом.
= гл = 2rs.д + 2гы.д -j- гд д.
(6-76)
Входящие в формулу составляющие могут быть определены следующими
способами.
Сопротивление контакта электрод—деталь г,. д является контактным
сопротивлением и может быть найдено по приведенным выше формулам для
расчета контактного сопротивления нлн но графикам.
Сопротивление материала детали может быть рассчитано по формуле
р<
С»
Л
(6-77)
где — коэфф ।цнент зависящий от геометрических размеров проводника
(точки) и определяемый отношением do/6o; pt — удельное сопротивление
материала, Ом-см; б — толщина пластины, см; d — диаметр общего кон-
такта, см.
198
Рис, 6-25. Зависимость коэффициента Ло от отношения
Put 6-26. Зависимость удельного сопротивления различных материалов от температуры
1 — мель* 3 — алюмина!: 3 — сталь 10 4 — сталь 45. 3 — кремнистая сталь, f - сталь 25НЗ: 7 — сталь хромистая, инструмситальоам
8 — сталь PIS: S - сталь хромоникелевая. нержавеющая
Рис. 6-27. Зависимость полного сопротивления между электродами прн точечной сварке от толщины свариваемых де-
талей кз различных материалов
I — сплаа Д16АТ; 3 — латунь Л62; 3 — бронха BpKi.S: 4 — Ст 0,8 кп: S — сталь ЗОХ1СА; < — 5ствль XI8H0T: 7 — сплаа ОТ4
$
Диаметр контакта do находят нз соотношения
Г 4р
4- 1 • <678>
> по
где dn — диаметр контакта, м; Р — усилие сжатия электродов, 11; а — со-
противление смятию соприкасающихся металлов, ГПа.
Значения коэффициента Ао даны па рис. 6-25, а значения о — в табл 6-7.
Таблица 6-7
Материал Сопротивление смятию, ГПа Материал Сопротивление смятию. ГПа
Малоуглеродистая 900-1000 Дату: ь 520
сталь мягкая
Нержавеющая сталь •100 твердая 600
Медь: Алюминий 250
мягкая 450 Дюралюминий
твердая 1200 обработанный отожженный 420 210
Рис. 6-28. Зависимость сопротивления двух
стержней равного диаметра из Ст. 3 н Ст. Б
прн точечной сварке от диаметра
скмость удельного сопротивления от температуры дана на рис. 6-26.
Для расчетов сопротивления материала детали иногда бывает удоб 1ым
пользоваться неск ько видоизмененной формулой
l-ИД С6*79)
4
200
где К — коэффициент, зависящий от отношения dltfbu п выражающийся фор-
С достаточной для практики точностью среднее сопротивление за время
сварки для малоуглеродистой стали может быть рассчитано по эмпириче-
ской формуле
10’
8
44
d
__Л 12
eo.5tws^-“e-o,oooi4P J0-6 (6-80)
Рис. 6-29. Зависимость сопротивления деталей при
рельефной сварке от толщины листов
I — низкоуглсродистая сталь; 3 — нсржвосэошке стали; 3 — титановые силаны
350-10-’
Ря. CD — -
(80/2)°-2«<С')М0|4₽
где /?д — сопротнв еиие деталей, Ом. d3 — диаметр эясктрола.
суммарная толщина свариваемых пластин, мм; Р — усилие на электродах,
даН.
Для практических расчетов значительно удобнее пользоваться сред-
ними значениями сопротивлений свариваемых дета. >й. полученными в ре-
зультате обработки опытных данных и пред-
ставленными на рис. G-27 — 6-29.
Расчет токов шунтирования прн точечной
сварке. Если расстояние между точками
больше некоторого минимального, то токами
шунтирования через сваренную точку, как
правило, можно трепебречь, так как выбран-
ный по таблицам пли другим данным режим
обеспечивает качественную сварку. При рас-
стояниях меньше минимального приходится
учитывать и токи шунтирования Расчет
токов шунтирования можно производить
различными методами.
Омическое сопротивление ветви шунти-
рования (рпс. 6 30) опр деляется на основа-
ния общей формулы для сопротивления бес-
конечно протяженной плвст шы между дву-
мя электродами;
ИЛИ
мм; 8, —
Рис 6-30. Схема шунтиро-
вания сварочного тока че-
рез сосед пою точку
2р ,
гш =* — In
по
где гш — сопротивление ветвя шунтирования, Ом; I — расстояние между
(6-81)
201
точками, см; d — диаметр точки, см; р - удельное сопротивление >. атернала,
Ом-см; б — толщина пластины, см.
Если пластика ограниченной ширины Ь, то сопротивление ветви шунти-
рования определяется по формуле
, 2р'
“= fift *
где Ь — ширина свариваемых пластин, см
Ширина пластины Ь, прн которой можно пользоваться формулой (6-82),
определяется из соотношения
8о =
(6-83)
Рис С-31. Зависимость отношения минимальной расчетной ширины пластины
к шагу между точками ЬпН от отношения lid
Рис. 6-32 Зависимость отношения гш сш от толщины свариваемых листов
из малоуг еродистой стали
1 — шаг SO ми; 2 - 78 мм 3 100 мм. 3 160 мм; 5 — 200 мм: в — 260 им; гш — со-
противление шунта при сварке иа постоянном токе
где Ь„ — минимальней расчетная iiinpinia пластины, при которой справед-
лива формула (6-81).
Для удобства расч та па рис 6-31 представлена зависимость отношения
минимальной расчетной ширины пластины к расстоянию между точками
bjl от отношения I'd
К омическому сопротивлению ветви шунтирования, определяемому со-
протшлением самих пластин, необходимо добавить сопротивление материала
точки. Это сопротивление можно определить по приведенным выше форм дам
для расчета сопротивления металла при точечной сварке:
При сварке па переменном токе омическое сопротивление ветвн шунт i
роваиия возрастает за счет неравномерного распределения тока по ссченню
проводника Это увеличение учитывается, так же как к при расчете провод
ников, коэффициентом поверхностного эффекта Кв. Для пластин тоньше
I 5 мм явленно поверхностного эффекта можно не учитывать.
Кроме омического сопротивления прн сварке иа переменном токе ветвь
шунтирования обладает еще н индуктивным сопротивлением. которое можно
~02
рассчитать на ociiouaiiuii сГщих формул. Для этого необходимо сделать не-
которые допущения —считать, что весь ток шунтирования проходит но по-
лосе шириной Ьа, определяемой по формуле (6-83). н рассматривать ветвь
шунтирования состоящей нз двух шнн шириной Ье и толщиной б с взаимно
противоположным направлением токов Тогда для немагнитных материалов
коэффициент поверхностного эффекта может быть определен по формулам
(6-56) — (6-58) или графикам на рис. 6-15.
Индуктивное сопротивление также может быть найдено во формуле
(6-112) или графику на рнс. 6-36, б.
Для магнитных материалов расчет усложняется тем, что магнитная
проницаемость материала зависит от напряженности поля. Поэтому, не
учитывая этого обстоятельства. можно допустить погрешность, превышаю-
щую точность расчета по приведенной методике
На основании многочисленных опытов выведены расчетные формулы
для коэффициента материалов: при А'п^З новсрхпост юго эффекта проводников ИЗ магнитных
Кп = 0,785 + 1 I59K., (6 84)
при 3;>• Ко> 1
Кп = 0,785 F 1,343Кв —0,183; (6-85)
при 1 > Кч > 0 К„~ l -f-O.WKj, (6-86)
где Ко= — 1/ — Н -Ю-4: и » р (6 87)
q — поперечное сечение, см*; U — периметр поперечного сечения, см; р —
удельное сопротивление материала, Ом-см; р 0,796-10*ра — магнитная
npoi цаемость материала.
Магнитная проницаемость ра определяется по кривой намагничивания
В = / (Д), снятой па постоянном токе
ро = В/Я; H^UU,
где ц0 — абсолютная магнитная проницаемость материала, Гн м; В — ин-
дукция на наружной поверхности проводника. Тл; // — напряженность
магнитного поля, А/м; I — действующий ток, А
Применяя эти формулы, можно найти с учетом приведенных выше до-
пущений коэффициент поверхностного эффекта и при сварке магнитного
материала
Полное сопротивление цепи шунтирования прн точечной сварке можно
определить по графику на рнс. 6-32
Расчет производится в такой последовательности По формуле (6-81)
нлн (6-82) определяют омическое сопротивление ветви шунтирования и по
графику на рис. 6-32 находят отношение = К. Полное сопротивление
ветви шунтирования 2Ш — Кгш.
Расчет токов шунтирования прн двухточечной сварке. Схемы
распределения токов прн двухточечной сварке с односторонним
и двусторонним токоподводом приведены на рнс. 6-33.
Исходя из принятого распределения токов, можно найти токи
шунтирования в верхнем и нижнем листах, сварочный ток, ток
через нижнюю перемычку в функции полного тока во вторичной
цепи трансформатора и полных сопротивлений отдельных участков
цепи по следующим формулам'
203
Для (^постороннего токонодводй
2*2Zn (ZH-р Znl 4 Z„ZH д .
11. (Z. 4- 2/д) (Z„ 4- Zn) -f* ZnZ„ А
Рис. 6-33. Схема распределения токов при двухточечной сварке: а — с. одно-
сторонним токоподводом; б — с двусторонним токолодподом
для двустороннего токоподвода
(22. + /,) +
(2Z.4-Z,.) -
Z»(ZH -Z,)
2Zt 4- Z. 4- Z„
Zu (Zu — Z.)
2Zi4"Z» + ^ii
__________»
I. ’ 2Z,4-Z,4-Z1( ’
/, _2Z24-(l-/;//a)Z„
/, ' 2Z.4-Z.4-Z,, ’
2 — Z.4- —Z. —Z,
(«_ =_____I* I,
2Z.4-Z.4-Z,,
(6 89)
^2
204
где Z„. Z|„ Z — сопротивления верхнего, нижнего листов и пере-
мычки.
При равенстве сопротивлений Zt = Za = Z и Z, = Z„ = Za,
имеющем место при сварке деталей равной толщины и одинаковой
конфигурации, формулы упрощаются и принимают вид
V- = ‘: -¥-=7^-- (6-90)
Если верхняя деталь имеет разрыв между электродами, то
____Zi 4- 4- Z,, . I»______Z» 4- Z» . (6 9П
/, 4 z,+zu ' /, “ Z,+ZH ' i 1
2Д = ZlM 4- Гд.д-, Zn = Zm 4- 2Z1M + 2гв.я; £, =г,.д; ZS=ZM.„4-
, и "h гп Л’ -= rs Д-
Расчет всех входящих в формулы сопротивлений производится
методами, приведенными в соответствующих разделах данной
главы.
Шовная сварка. Для расчета сопротивлений деталей при шов-
ной сварке нет хорошо разработанной методики. Однако процесс
шовной сварки можно рассматривать как точечную сварку с близ-
ким расположением точек. Поэтому прн расчете сопротивления
можно воспользоваться приведенной выше методикой расчета со-
противлений при точечной сварке. Полное сопротивление прн
шовной сварке можно найти путем перерасчета по формуле
гд.ш — гд.т ——, (6-92)
где г,, ш — полное сопротивление детали при шовной сварке, Ом;
г. т — полное сопротивление детали при точечной сварке. Ом;
/, — сила тока при точечной сварке, А; /ш — сила тока при шов-
ной сварке, А.
Проверка сопротивлений при шовной сварке малоуглеродистой
стали толщиной 1—3 мм на заводе «Электрик» показала, что со-
противление деталей в режимах, обеспечивающих высококачест
венную сварку, колеблется в пределах (35ч-40)-10-6 Ом для ре-
жимов с повышенным давлением и в пределах (50 ч-60) 10-в Ом
для режимов с пониженным давлением.
На рис. 6-34 даны сопротивления детален из различных мате-
риалов при шовной сварке.
Стыковая сварка. Сопротивление выступающего из зажима конца
стержня в конце сварки определяется по формуле
Гс Ро—(1 «АЛ. (6-93)
Q
где гс — сопротивление стержня, Ом; р, — удельное сопротивле-
205
для прохода проводов, Вт/см2; р — удельное сопротивление мате-
риала, Ом-см; Втях — максимальная индукция в стенке, опреде-
ляемая по кривой намагничивания (рис. 6-47) при токе =
/ | '2, Тл, / — действующий ток, А; П — периметр отверстия
в стенке для прохода проводов, см; f—частота тока, Гц; Аг -=
= 1,1—1,2—коэффициент, учитывающий потерн от гистерезиса.
Периметр П в расчете принимается наименьшим для одного из
проводов. Для рнс. 6-46, а П = 2А, 4 2Б, — /0. Для рис. 6-46, б
при а<с периметр П 2А + 2а + d.
Рис. 6 49 Зависимость отношения суммарных потерь в медном экране н
стальном листе к потерям в листе без экрана от магнитодвижущей силы
I — б » 2.5 мм. h “ 25 мм, г — б — 2.6 мм, А » 65 мм; 3 — б — 4 мм, А » 28 мм 1 —
в в 4 мы. h в 65 мм 5 — б “ 8 ММ ft и 25 Мы; б - б 8 ыи ft =» 65 нм
Если удвоенная глубина проникновения магнитного потока
больше толщины стенки, потери определяются по формуле
fi3
р - 0,82 т*х . (6-166)
Р
где 6 — толщина стенки, см
Определив удельные потери в стенке корпуса, можно рассчи-
тать полные потерн:
Р = рБ=рПб (6-167)
и среднюю температуру стенки:
A/ = ZC , (6-168)
a.F
где /с и /»— температуры стенки и окружающего воздуха, °C:
«
229
a—коэффициент теплоотдачи, принимаемый равным (1,0-=-1,2) х
Х10~3 Вт/(см2-°С).
Экран «рование проводов. В ряде случаев не удается располо-
жить провод с током на достаточном расстоянии от магнитных масс.
Тогда для уменьшения влияния магнитных масс прибегают к экра-
нированию провода экранами из немагнитных материалов. В этом
случае прн соответ твующем выборе толщины экрана можно до-
биться значительного уменьшения суммарных потерь — в экране
и магнитных массах (стальной лист) и снизить нагрев магнитных
масс Для лучшего использования экрана он должен плотно при-
легать к экранируемым магнитным массам. Толщина экрана
должна быть не меньше 2,5—3 мм. С увеличением толщины экрана
до 8—10 мм его экранирующее действие возрастает. При толщине
экрана, большей 10 мм, в зависимости от силы тока удается достиг-
нуть почти полного экранирования и практического отсутствия
потерь в магнитных массах. На рис. 6-49 даны зависимости отно-
шения суммарных потерь в экране и стальном листе к потерям
в стальном листе без экрана от магнитодвижущей силы, толщины
экрана и расстояния провода от экрана. Кривые могут быть ис-
пользованы при выборе толщины медного экрана в зависимости
от нагрева магнитных масс при отсутствии экрана.
Потери в магнитных массах корпуса увеличивают активное
сопротивление машины. Это увеличение можег быть рассчитано
по формуле
гы=Ры//2,
где Р„ — суммарные магнитные потери, Вт: I — действующий
сварочный ток, А.
6-12. ВЛИЯНИЕ МАГНИТНЫХ МАСС
СВАРИВАЕМЫХ ДЕТАЛЕЙ
НА АКТИВНОЕ И ИНДУКТИВНОЕ
СОПРОТИВЛЕНИЯ КОНТУРА
При внесении магнитных масс в контур машины ак-
тивное и индуктивное сопротивления машины увеличивается. Это
увеличение сопротивления вызывает уменьшение сварочного тока
и должно учитываться при сварке крупногабаритных детален на
машинах переменного тока.
Опыты, проведенные различными исследователями [11 ], позво-
лили установить основные зависимости активного и индуктивного
сопротивлений от геометрических размеров деталей.
Установлено, что магнитная масса, размещенная вне контура,
лаже в непосредственной близости к нему, мало влияет на его ак-
тивное и индуктивное сопротивления. Наличие магнитной массы
внутри контура -вызывает увеличение активного в индуктивного
сопротивлений контура, но значения последних не зависят от ме-
230
стоположения магнитной массы относительно хоботов, а опреде-
ляются ее геометрическими размерами.
Теми же опытами установлено, что при изменении длины маг-
нитной массы (листов) в направлении вылета машины, при неиз-
менных других параметрах, активное и индуктивное сопротивле-
ния увеличиваются практически по линейной зависимости.
Увеличение ширины маги ггной массы (листов) вызывает увели-
чение активного и индуктивного сопротивления до некоторого зна-
Рис. 6-50. Зависимость активного (/, 2. 3) и индуктивного (4, 5, 6} сопротив-
лений листов нз малоуглеродистой стали от глубины внесения их в контур
машины прн токах в контуре 19. 15 и 10 кА. Ширина листов 1000 мм. тол-
щина (3 -Ь 3) мм, раствор контура Ьк == 200 мм, частота 50 Гц
ченпя, после чего магнитные массы, расположенные на расстоянии
более 400—500 мм от плоскости контура, практически не оказы-
вают никакого влияния па его активное и индуктивное сопротив-
ления.
Независимость активного и индуктивного сопротивления кон-
тура от местоположения магнитной массы контура и практически
линейная зависимость их (для листов) от длины магнитной массы
позволили вывести эмпирические формулы для расчета сопротив-
лении изделия из магнитной массы.
На рис. 6-50 представлена зависимость активного и индуктив-
ного сопротивлений листов из малоуглеродистой стали от глубины
внесения их в контур, а на рис. 6-51 — зависимость активного и
231
индуктивного сопротивлений па I см длины листа от тока. Поль-
зуясь этими кривыми, можно рассчитать изменение активного п ин-
дуктивного сопротивлений контура от внесения в него магнигных
масс — свариваемых листов.
Расчег производится в следующем порядке.
Разбивают контур на участки с равными расстояниями между
проводами. Если расстояния и токи не отличаются от приведенных
на кривых рис. 6-50 и
6-51 больше чем на 15—
20%, используют дан-
ные этих кривых и оп-
ределяют активное и
индуктивное сопротив-
ления каждого участка
по формулам:
Х1ы = Х,вм/ь I
(6-169)
’icu — увеличение
Рис 6-51. Зависимость активного (/) и ин-
дуктивного (2) сопротивлений на I См длины
листов малоуглеродистой стали толщиной
(3 + 3) мм и шириной 1000 мм от сварочного
тока
где
активного сопротивле-
ния контура на I см
длины магнитной мас-
сы, внесенной в контур,
мкОм/см; х/сн — увели-
чение индуктивного со-
противления контура
на 1 см длины магнит-
контур, мкОм/см; It — длина вне-
па участке контура, см.
и индуктивного сопротивлений контура
ной массы, внесенной в
сенной магнитной массы
Увеличение активного
от внесения магнитных масс будет
ГМ — Л riu>
1
tv
(6-170)
Если разница между реальными параметрами контура и приве-
денными на рис 6-50 и 6-51 больше 15—20%, вводят корректи-
ровку:
по ширине листа Ьл (до ширины листа 120 см; после 120 см из-
менение сопротивлений можно не учитывать)
> » . у' у
Г• /см » /см — *' /см ТЗГ »
100 100
(6-171)
по сварочному току
Г :и ~ 1см ’ X « — %1см »
(6-172)
232
по толщине листа
QfcM = AGcMi
где К зависит от толщины листа. Для (1 4- 1) мм А = 0,5; для
(2 4- 2) мм К = 0,75; для (4 4- 4) мм К = 1,3; для (5 4- ) мм
К = 1,4; для (6 4- 6) мм К = 1,5.
Корректировку на изменение раствора контура Ьк можно не
делать, так как проведенные измерения показали, что значения
активного и индуктивного сопротивлений магнитных масс при
больших насыщениях листов мало зависят от ширины контура.
Если в контуре размещается один лист, активное и индуктивное
сопротивления принимаются равными половине рассчитанных для
двух листов
Еще большее изменение активного и индуктивного сопротивле-
ний машины наблюдается при внесении в контур замкнутых изде-
лий (обечайки, трубы, воздухопроводы н т. д.) из магнитных мате-
риалов. При расчете предполагаем, что обечайка сварена и воздуш-
ный зазор отсутствует. В этом случае должен соблюдаться баланс
магнитодвижущих сил:
F=I]r2=nDH, (6 173)
где If — напряженность магнитного ноля в обечайке, Л/м; D —
диаметр обечайки, м.
Определив напряженность магнитного поля
по кривой намагничивания (см. рис. 6-47), находят индукцию В
и рассчитывают магнитную проницаемость р,. Затем по формулам
(6-59) или (6-154) рассчитывают глубину проникновения магнит-
ного потока и находят Магнитный поток в обечайке:
Ф Д/ооВ, (6-174)
где 4,6— длина обечайки, находящейся в контуре, м
Зная магнитный поток, можно рассчитать коэффициент само-
индукции контура на участке /об:
LKo6=-*f (6-175)
и найти {индуктивное сопротивление участка с обечайкой:
Ак.об: об- (6-176)
Для расчета увеличения активного сопротивления контура на-
ходят потери в обечайке. Эти потери складываются из потерь от
токов Фуко и гистерезиса. Потери от токов Фуко можно рассчитать
в зависимости от глубины проникновения магнитного потока по
формулам (6-165) или (6-166). За боковую поверхность обечайки
принимают сумму внутренней и наружной поверхностей.
Потери от гистерезиса рассчитывают по формуле
(6-177)
233
где Pr — потери от гистерезиса, Вт; — максимальная индук-
ция, Тл; f—частота тока, Гц; V —объем обечайки, в котором
имеют место потери от гистерезиса (2АлВср /о6), cms; ц — коэффи-
циент, зависящий от материала и его обработки. Для листов из
малоуглеродистой стали значение коэффициента т] принимается
равным 0,003—0,012 в зависимости от предварительной обработки
Рис. 6-52. Изменение сварочного тока при внесении магнитных масс в кои-
тур: о — листы нз малоуглеродистой стали, раствор контура 6* =
= 200-г-250 мм, ширина листа 1000 мм, сварочные токи 12—20 кА
I — толщина лнстоп (10 + 10) мм; 2 — (5 + 5) мм: Л — (,1 + 3) мм; 4 — (I + I) мм
6 — обечайка из малоуглеродистой стали, диаметр 200 мм, тог; щи на 3 мм
I —сварочный ток 2—5 кА; 2 — 3—6 кА; 3 — 5—10 кА
(гибка, штамповка и т. д.).
Для частоты 50 Гц общие потери в стали могут быть также рас-
считаны по формуле
& = »&., (6-178)
где ре — общие удельные потери, Вт^кг; о, — коэффициент потерь,
зависящий от сорта и обработки стали; для листов малоуглероди-
стой стали сгс 4 4-5; Втах— максимальная индукция, Тл; п =
2,0ч-2,4— показатель степени, зависящий от толщины листа.
Потные потери в обечайке равны Р = pfi, где G— масса обе-
чайки, определяемая объемом V [см. формулу (6-177)1.
234
Рассчитав полные потерн в обечаике, находят увеличение ак-
тивного сопротивления контура ос наличия маппггных масс:
гм = -Р/’. (6-179)
где /а — сварочный ток в контуре, А.
Для ориентировочной оценки влияния магнитных масс на сва-
рочный ток при внесении их в контур машины можно воспользо-
ваться кривыми па рис. 6-52.
6-13. СОПРОТИВЛЕНИЕ ВТОРИЧНОГО КОНТУРА
ПРИ ДРУГИХ ЧАСТОТАХ
В предыдущих параграфах рассматривался расчет
сопротивлений вторичного контура. При этом основное внимание
уделялось расчету при частоте 50 Гц. В ряде случаев известно со-
противление машины при частоте 50 Гц и необходимо определить
его прн других частотах или произвести расчет непосредственно
для заданной частоты.
Рассмотрим первый случай, когда расчет должен быть выпол-
нен для заданной частоты
В этом случае расчет ведется ио приведенным выше формулам
и графикам с учетом заданной частоты. В тех случаях, когда гра-
фики даны для частоты 50 Гц, а требуются данные для другой ча-
стоты, для перерасчета активного сопротивления и коэффициентов
поверхностного эффекта и эффекта близости можно применить ко-
эффициент Ка I //50. При перерасчете индуктивного сопротив-
ления коэффициент перерасчета Кх = /750. Эти же коэффициенты
можно использовать и прн пересчете активного и индуктивного со-
противлений контура с частоты 50 Гц па частоту 60 Гц. Прн дру-
гих частотах погрешность пересчета может превысить ±10 %, и
лучше расчет контура произвести повторно на новую частоту.
Особого внимания заслуживает расчет активного сопротивления
контура прн конденсаторной сварке, так как оно во многом опреде-
ляет энергетические характеристики конденсаторной машины.
Полагают Ц24], что расчет активного сопротивления прн кон-
денсаторной сварке надо производить по трем параметрам: сопро-
тивлению контура при постоянном токе г'1ост, сопротивлению кон-
тура при переменном токе частотой 50 Гц г н эквивалентной ча-
стоте, которая определяется по формуле
'•-.к- (6-|80)
где /э — эквивалентная частота, Гц; Тк — время нарастания сва-
235
рочного тока до максимального значения, с. Тогда активное сопро-
тивление контура при эквивалентной частоте будет
= (6-181)
^пост
Более точный расчет активного сопротивления можно выполнить
ледующнм методом. По формуле
(6-182)
где г" — активное сопротивление машины при номинальном им- пульсе тока, Ом U;’IIOM — номинальная запасенная энергия, Дж. Гц — 60/я — длительность ГоОшца 6-10 цикла сварки прн номнналь-
Ч1с готас Гц Глубина проникновения тока, см ,,иа| ,CAU1C V, И тглгтл лпоп/м/ п поимвч-- I
в медь п алюми- ний « ctwi. действующий длительный "Р" я,—’°0 сварочный ток. А, находят
I 5 10 15 20 25 50 60 Прим частот г 1 А 6,75 3,02 2.13 1,73 1.50 1,34 0,9-1 0.86 е ч а и и t дубина //>. 8.75 3,91 2,76 2,25 1,95 1,74 1.23 1,13 . Для про, ipOllHKIIOllI активное сопротивление ма- 1.27 шины при номинальном им- 040 пульсе тока. 0*33 По найденному сопротпв- 0^28 лению машины г* определяют 0^5 постоянную времени свароч- OJG ной цепи 6 = ги / (2 А’) и по формуле южуточних . •Ш1Я А| — Ы = у fr (6-183)
рассчитывают угловую частоту тока. Зная угловую частоту, можно
по приведенным ранее графикам и формулам рассчитать' коэффи-
циент поверхностного эффекта для каждого участка вторичного
контура и найти полное активное сопротивление машины Для ори-
ентировочных ра четов активного сопротивления в табл. 6-10 при-
ведены глубины проникновения тока для различных частот н мате-
риалов.
6-14. РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИХ УСИЛИЙ
В ТОКОВЕДУЩИХ ЭЛЕМЕНТАХ ВТОРИЧНОГО КОНТУРА
При прохождении электрического тока .между сосед
ними проводами возникают электродинамические усилия, значе-
ние и направление которых зависят от [ сстояння между прово-
дами, значения и направления токов [38].
236
Если направления токов в соседних проводах противоположные,
провода оттапливаются. если одинаковые—притягиваются. Это
обстоятельство всегда необходимо учитывать при разработке кон-
струкций. крепящих токоподводы вторичного контура. Механиче-
ские усилия, возникающие между двумя параллельными проводами
(рис. 6-53, а), могут быть рассчитаны по формулам:
для круглого сечения
Рис. 6-53. Различные формы расположения проводов
если токи в проводах равны и противоположно направлены, то
F=l,02^/|/1 + ~~ 2i3)-10-»; (6-185)
прн большой длине проводов
F 1,02 ) -10-» (6-186)
и бесконечно длинных проводах
Ft- 2,04 -у-10-’; (6-186а)
для прямоугольного сечения
F 1.02(2 “J’/cJ 10 ’. (6-187)
где F — усилие междз проводами, даН; Fo—усилие на единицу
длины провода, даН см, d расстояние между проводами, см,
i — сила тока. А; / — длина провода, см, —коэффициент
формы сечения провода, определяемый по кривым рис. 6-54.
237
.Механические усилия между круглыми проводами при перпен-
дикулярном расположении проводов (рис. 6-55, б) мог т быть рас-
считаны по формуле
F = 1,026» (in — — In l+>^4-baj. ю-в,
(6-188)
где г— радиус провода, см; остальные размеры в сантиметрах,
ток в амперах.
Рис 6-51 Зависимость коэффициента формы прямоугольных шпч от пара-
метра (d—о)-'(о + М
Механические усилия между сторонами прямоугольной рамки
с круглым сечением сторон (рис. 6-53, в) определяются для сто-
роны а по формуле
F = 2,08is[ln——0.75]-IO"» ' (6-189)
I г(в + О) а I
где а н b — стороны прямоугольника, см; D — диагональ прямо-
угольника, см, г—радиус провода, см.
Усилия для стороны b определяются по формуле (6-I89) заме-
ной а на b и b на а.
Если провод с током находится вблизи магнитной массы
(рис. 6-53, г), между ними также возникают механические усилия:
F=l,02i2[-ii^--1/ | 2-HzlL). 10-к (6-190)
\ 1*4-1 Л V I' и+ I /
где р — относительная магнитная проницаемость магнитной массы;
размеры h и I в сантиметрах, ток в амперах
238
При бесконечно большой магнитной проницаемости магнитной
массы по сравнению с воздухом усилия будут равны
F = l,02f-^-Y—,
\ Ю J h
(6-191)
W *'кл — ток. кА; I и Л — в любых единицах длины; F— усилие,
даН.
Рассчитав механические усилия между сторонами контура и
выбрав расстояния между опорами, крепящими его к металличе-
ским конструкциям корпуса, проверяют критическую частоту;
F — JL
/•><₽- р
(6-192)
где /—пролет между креплениями сторон контура, см; Е—мо-
дуль упругости материала, МПа; J — момент инерции сечения
стороны контура, см*; у — плотность материала, г/см3; q — се-
чение сторон контура, см?; К — коэффициент, зависят fl от ха-
рактера крепления сторон контура (при жестком креплении К =
— 112; прн жестком креплении на одной опоре и свободном па дру-
гой К = 78; при отсутствии крепления на опорах К — 49); [—
частота сети, Гц.
Коэффициент запаса механической прочности конструкции ио
отношению к механическим усилиям должен быть не меньше 1,6:
Fщах
о.егр
> 1,6.
(6-193)
где Fmxx — максимальные механические усилия при амплитудном
значении тока; Гр—минимальные разрушающие усилия в опор-
ных конструкциях.
6-15. РАСЧЕТ СКОЛЬЗЯЩИХ КОНТАКТОВ
Вопросы расчета скользящих контактов занимают
особое место при проектировании машин для контактной шовной
сварки. Сложность этого расчета заключается в том, что скользя-
щий контакт в совокупности с электродным устройством должен
передавать ток от неподвижной детали к подвижной и одновре-
менно, вращаясь, создавать усилия па свариваемых деталях. На
разгруженных скользящих контактах также создаются механиче-
ские усилия для обеспечения низкого переходного сопротивления.
Наряду с этим к скользящим контактам предъявляются требова-
ния надежности н долговечности в эксплуатации, удобства в обслу-
живании и ремонтопригодности.
Скользящий контакт должен работать в широком диапазоне
частот вращения, усилий в контакте и сварочных токов. Характер
трения в скользящей паре можег быть граничным, полужндкост-
иым и в очень ограниченных случаях жидкостным. Прохождение
239
Таблица €11
Матер IB-1
Пареметр S г БрОФ 10-1 1 ia ПрЛЖ«4а i й о и Проц 5-5-5 о 1= Врхов л х а
Предел прочности при растяжении, МПа 230 260 2*50-360 600 300—500 180-220 150-200 200-300 500 ЗБО
Предел проч! ости »Л срез, МП* I90 <90 340 — 354 220 — 210 — —
Предел текучести. МП* 49 49 200 520 200 80-100 — 65 400 540
Модуль упругости. ГПо IIS 112 103 — 112 90 — 85 138 104
Относительное удлн пение Ь. % 45 43 3-10 12 10-20 4—8 10—15 15 11 25
Относи тельное суже । не ф. % 75 7Б 10 28 30 6-10 — — 40 —
Ударная вязкость МДж/м’ 1.6—I 8 1.6-1.8 0.1-2 0.4-1 0.7—0.8 0.2—0.3 0.2-0.3 0,4 - 1.3—1,7
Твердость по Брм- нмлю . . . . 45 45 90—120 150-200 110—130 65—75 60 60—70 130—150 90
Продолжение табл. 6-11
Параметру Материал
ГО БрОФ 10-i БрКПО'ЗД 6 X а ЬС БрОЦСВ-б-3 БрОЦ 5-5-5 БрОЦ 4-3 БрХ 05 БрКМу 3-1
Температурный коэф- фициент линей- ного расширения, Х10-‘ 17.7 17,4 17 18 16.2-18,1 17,1 17,1 18 15,8
Теплопроводность, Вт/(м-К) .... 4-10= 4-10’ 0,35—0,43 — 0,58 0.93 0,93 0,84 3,3-10» 0,4 10»
Удельное электри- ческое сопротив- ление, мкОм-м 0,0168 0,0179 К— 0,046 0,124 0,09 — 0.087 0,03 0,15
Коэффициент тре- ния со смазкой 0.011 0,011 0,008 0,017 0,004 0,009 0,009 — — 0,013
Коэффициент тре- ния без смазки 0,43 0,43 0,1 0,45 0,18 0,16 0,16 — — 0.4
Плотность, г/см* . . 8,89 8,89 8,76 8.6 7,5 8,82 8,82 8,8 8.9 8,4
Примечание. Все значения величин даны при t = 20 °C.
Значения ДР„ равны:
при перегрузке 20 мс
ДР„ = Wr„ (6-253)
при перегрузке 40 мс
АР„=А0/г,; (6-254)
при перегрузке 60 мс
\РП = ; (6-255)
r2T x. — r2T~^ r,2
прн перегрузке 8<1 мс
ЛР„«=---------— (6-256)
'зг-и “riT ' 'з
upu перегрузке 100 мс
АРП = - : гтг+т ~ 'тг + 'ч (6-257)
прн перегрузке 200 мс
АРп = — (6-258)
гол~ rT+t+&l
где At» „ —6C — допустимая температура структуры при-
бора при аварийных перегрузках; <-)с — начальная расчетная тем-
пература структуры; rx; гт-, гяя — переходные тепловые сопротив-
ления, соответствующие длительности эквивалентного прямо-
угольного импульса мощности (6; 20 и 200 мс). Значения гг, га и rt
рассчитываются по формулам’
Г2~ГТ+1 ГТ Гх’ Г3= rtT+x Г2Т~\ Г2<
rt~r3T+x гзт”1 гз- (6-259)
Во время работы диода аварийные токи нагрузки не должны
превышать расчетные.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ТРАНСФОРМАТОРЫ МАШИН
КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
7-1. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Особенностью трансформаторов машин контактной сварки
являются большие вторичные токи при относительно низких напряжениях.
Эго обстоятель тво обусловливает особенности конструкции сварочного
трансформатора Большие силы токов делают неудобными и конструктивно
268
трудно выполнимыми последовательные соединения витков вторичной об-
мотки трансформатора.- В свою очередь, относительно низкие вторичные на-
пряжения позволяют осуществлять трансформаторы с одним, реже с двумн
вторичными витками.
Из-за больших сил вторичных токов и малых напряжений разнесение
вторичной обмотки па разные стержни нерационально. Также нерационально
и расположение на разных стержнях втоопчной п первичной обмоток транс-
форматора, так как это вызывает увеличение индуктивности. Поэтому для
снижения индуктивности в трансформаторах машин контактной сварки пер-
вичная н вторичная обмотки, как правило, располагаются иа одном стержне.
Большие вторичные, а также соответствующие им первичные токи транс-
форматора создают большие механические усилия, сдвигающие обмотки
трансформатора но отношению друг к другу н магннтопроводу. Наличие
повторно-кратковременного режима приводит к постоянному чередованию
механических нагрузок и разгрузок, а следовательно, и движению провод-
ников и катушек обмоток трансформатора, что влечет за собой истирание
изоляции. Поэтому конструкция трансформаторов машин контактной сварки
должна быть механически жесткой и обеспечивать надежное крепление об-
моток относительно друг друга и магнитопровода.
Трансформатор машины контактной сварки должен встраиваться в ма-
шину и, следовательно, является элементом ее конструкции, определяю-
щим габариты машины. Поэтому его габариты должны быть минимальными.
Для обеспечения минимальных габаритов трансформатора применяется во-
дяное охлаждение.
Встроенный в машину трансформатор должен обеспечивать различные
режимы сварки. Для обеспечения заданного вторичного тока первичная об-
мотка трансформатора секцпоинруется и при помощи перекл очателей под-
бирается нужное число витков обмотки. Благодаря этим особенностям кон-
струкции трансформаторов машин контактной сварки отличаются от обыч-
ных н требуют при их разработке учета всех особенностей работы трансфор-
матора в машине.
7-2. МАГНИТНЫЕ СИСТЕМЫ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Мапштопроводы трансформаторов машин контактной сварки
выполняются двух типов: стержневые и броневые. Как разновидность при-
меняется также кольцевой навитой или шихтованный магпнтопровод. Как
тот, так и другой тнп магнитопровода имеет свои достоинства п недостатки.
Однако в конструкциях трансформаторов машин контактной сварки броне
вая магнитная система получила большее распространение, так как она прн
одном и том же размере сечения стержня дает некоторую экономию мате-
риала. Кроме того, при броневом типе магннтопровода динамические усилия,
возникающие между обмотками, могут быть значительно проще и лучше
компенсированы соответствующим креплением обмоток, чем прн стержневом
типе. Это обстоятельство особенно существенно для машин контактной
сварки, имеющих большие токи. Одновременно с этим потоки рассеяния
прн броневом типе магннтопровода меньше, чем прн стержневом, что обеспе-
чивает меньшую индуктивность трансформатора. Это также существенно
в трансформаторах большой мощности. На рнс. 7-1 представлены различ-
ные типы магнитопроводов трансформаторов машин контактной сварки.
Магнптопроводы изготовляются из электротехнической стали марок
1211. 1212, 1511, 1512, 3412 н 3414 толщиной 0,5 мм.
Прн изготовлении магиитопроводов из стели марок 1211, 1212, 1511,
1512 их сборка (шихтовка) производится в переплет из отдельных пластин,
III или П-образных штамповок, обеспечивающих безотходный раскрой листа.
Перед сборкой отдельные листы или штамповки очищаются от заусениц,
обезжириваются и покрываются изоляционным лаком. После сборки пакеты
пластин опрессовываются и стягиваются изолированными шпильками, про-
269
ходящими через отверстия в листах, или специальными стяжными конструк-
циями.
Изготовление магпитопроводов из стали марок 3412 и 3414 производится
путем навивки нз лент, покрытых особым составом, обеспечивающим как
изоляцию листов друг от друга, так и механическую прочность магнитолро-
пода после его запечки Навитые и запеченные магнитопроводы разрезаются
на дне части для возможности заведения обмотки. При этом стыки тщательно
подгоняются друг к другу, н подогнанные части соединяются вместе при
помощи стяжных конструкций
Поперечное сечение магиитопровода выполняется прямоугольным с раз-
личным соотношением сторон, лежащим в пределах от 1 до 4. Ступенчатая
форма магинтопровода. обеспечивающая наибольшее заполнение внутрен-
него простра 1ства круглой катушки, как правило, нс применяется пз-за
сложности изготовления В отдельных случаях магннтопроводы трансфор-
маторов имеют усиленные ярма Усиление ярма производится в мощных
трап форматорах для снижения потерь i ток холостого хода
Рис 7-1. Типы магинтопроводов трансформаторов машин контактной сварки
о и б — стержневой п 6poi евой, шихтованные из отдельных пластин; а и г —
стержневой п броневой, навитые из ленты; due — кольцевой и броневой,
шихтованные из отдельных пластин
Для уст новин трансформатора в машине магпитопровод зажимается
между двумя рамами, которые одновременно стягивают пакет пластин и
служат для установки н крепления трансформатор Рамы изготовляются
литыми нз алюминиевых сплавов илн сварными из уголконого или швеллер-
ного ороф 1ЛЯ
7-3. ОБМОТКИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Обмотки трансформаторов машин контактной сварки вы-
полняются двух п пов: цилиндрические и дисковые. Цилиндрическая об-
мотка применяется главным образом в трансформаторах налой мощности
пли для специальных типов контактных машин.
Наиболее широкое распространение в трансформаторах машин контакт-
ной сварки получила дисковая обмотка Это объясняется рядом преимуществ
дисковой обмотк по сравнению с цилиндрической. а) спьшей индуктнв
иостью; б) более легким осуществле нем отпаек от витков обмоткн; в) луч-
270
шимм условиями охлаждения при использовании водяного охлаждения;
г) болы й простотой изготовления обмотки на большие силы тока; д) более
легкой сборкой трансформатора; е) меньшими динамическими усилиями и
возможностью обеспечении более надежного крепления обмоток; ж) более
надежной изоляцией как отдельных витков, так и всей обмоткн в це. эм;
з) более легкой и надежной конструкцией вторичного витка н возможностью
его хорошего водяного охлаждения; п) лучшими условиями ремонта; к) бо-
лее простым выполнением параллельного соединения витков первичной и
вторичной обмоток; л) более легкой конструктивной увязкой с магиитопро-
нодом броневого типа, обеспечивающим как меньший расход материала,
так и защиту обмотки от механических повреждений.
Первичные обмотки трансформаторов машнп контактной сварки вы-
полняются, как правило, из прямоугольной обмоточной меди нлн алюминия
следующих марок: ПЭФ-2 — провода медного, изолированного высокопроч-
ной эмалью, двухслойного; ПБД — провода медного, изолированного двумя
слоями обмотки из хлопчатобумажной пряжи; ПБОО — провода медного,
изолированного одним слоем обмотки нз хлопчатобумажной пряжи н в оплетке
нз хлопчатобумажной пряжи; ПСД — провода медного, изолированного
двумя слоями обмотки из стеклянного волокна с подклейкой и пропиткой
теплостойким лаком; ПММ — проволоки медной мягкой; ПС К — провода
медного с двумя слонмп обмоткн нз стекловолокна с пропиткой креминйорга-
нпческим лаком; АПСД — провода алюминиевого, по изоляции аналогич-
ного ПСД.
Дисковая катушка первичной обмотки наматывается плашмя на широ-
кое ребро В качестве межвитковой изоляции применяются электрокартон
толщиной 0,2—0,5 мм, стеклолакоткань толщиной 0.12—0,17 мм, слюдинит
толщиной 0,2—0,3 мм, теклоэ'канон толщиной 0,17 мм. Ширина межвптко-
вой изоляции должна быть на I —1,5 мм больше ширины провода
Намотанная катушка изолируется по всей поверхности кнперной лен-
той. стеклолакотканью нлн стеклоэскапоновой тканью. Обмотанную катушку
для придания ей влагостойкости, механической прочности н иагрсвоетойко-
стн пропитывают лаком и подвергают сушке. В отдельных случаях для при-
дания катушке большей влагостойкости ее покрывают лаком.
Ответвления от начала к конца обмотки, а также от середины витков
делаются из голой шинной меди Отводы припаиваются к виткам фосфори-
стым припоем в процессе намотки Для обеспечения плотного прилегания
одной из сторон катушки ко вторичному витку отводы выполняются с одной
стороны После пайки отводы зачищаются от наплывов и изолируются кн-
перной лентой, стеклолакотканью или стеклоэскапоновой тканью.
Вторичная обмотка трансформаторов машин контактной сварки выпол-
няется, как правило, из одного пятка. Из-за больших сил токов и необходи-
мости получения минимальных габаритов трансформатора вторичные витки
охлаждаются водой. Так как массивные витки делать нерационально из-за
больших дополнительных потерь, то диски обмотки изготовляются толщиной
ие более 20 мм.
Витки выполняются литыми или нз катаного матернг. з. В качестве ма-
териала для изготовления литых витков служит медь нлн алюминий (сплавы).
Охлаждающие трубкп заливаются внутрь витка. В настоящее время литая
конструкция витка применяется редко
Наибольшее распространение получили вторичные витки, изготовлен-
ие из катаного материала. Диски обмотки, выштамповаппые нз меди марки
Ml, М2 или М3, впаиваются в колодку, служащую для присоединения шин
вторичного контура машины Охлаждающие трубки привариваются по на-
ружному периметру дисков
В отдваьных случаях для улучшения услояий охлаждения и снижения,
габаритов трансформатора вторичный виток выполняется нэ трубки или штам-
пуется нз двух половин, свариваемых по периметру для обеспечения про-
хода воды внутри витка.
Контактные колодки, в которые ввариваются диски обмотки, выпал
ияются из того же материала, что и диски,— меди нлп алюминия. В ннх
271
Рис 7-2. Конструктивные размеры блока обмоток, залитых компаундом:
л — поперечный разрез блока обмоток; б — поперечный разрез магннто-
провода
Ьо. *с - ширина окна, блока обмоток и стержня: Ло. h6 — высота окна я блока об-
моток: Лс - толщина стержня: — внутренний размер обмоткн Ад — зазор между
окном я блоком обмоток
272
делаются сверления для пр хождения воды, охлаждающей колоди t п шипы,
крепящиеся к колодкам шпильками или болтами
Собранный виток очищается от наплывов после сварки, тралится, про
мыкается и тщательно протирается После этого его покрывают эмалью.
В собранном трансформаторе перчииная н вторичная обмотки изоли-
руются от магиитопровода п друг от друга. В качестве изоляции обмоток
от .магиитопровода применяются электрокартоп, слюда или ее заменители
Перпнчпая и вторичная обметки изолируются друг от друга прокладками
нз листового гетппакса. текстолита, стеклотекстолита или слюдинита.
Для предотвращения перемещения обмоток по стержню п относительно
друг друга их крепят при помощи клиньев н распорок. Собранный блок об-
моток стягивается специальными устройствами. В отдельных случаях со-
бранный трансформатор для придания ему большей кесткостп и влагостой
кости пропитывается лаком с последующей запечкой.
В последние годы все большее применение в трансформаторах малой
и средней мощности находит заливка блока обмоток эпоксидными и сили-
коновыми компаундами. Заливка увеличивает тепловую мощность, обеспе-
чивает большую механическую прочность блока обмоток, повышает элек-
трическую прочность и гигроскопичность изоляции, что значительно увели-
чивает общую надежность и долговечность трансформатора
Так как в залитом блоке взаимное расположение и крепление обмоток
определяются механической прочностью компаунда, то при проектировании
трансформаторов с залитыми блоками обмоток должны быть выполнены сле-
дующие требования:
I. Ширина катушек первичной и дисков вторичной обмоток без учета
трубки охлаждения должна быть одинакова.
2. Применяемая изоляция проводов должна соответствовать классу
изоляции применяемого компаунда или быть на класс выше. Перед заливкой
катушки должны быть пропитаны. Дополнительной наружной изоляции
катушек первичной обмотки не требуется.
3. Диски вторичных витков не должны иметь острых углов и кромок
Все наплывы, образующиеся при пайке охлаждающей трубки, должны быть
тщательно зачищены. Диски должны быть очищены от коррозии, протрав-
лены и покрыты лаком.
4. Межобмоточная изоляция между первичной катушкой и диском вто-
ричного витка для придания механической прочности блоку обмоток должна
обеспечивать прохождение компаунда между обмотками.
5. Желательно, чтобы толщина заливаемого слоя компаунда была по-
стоянной Прн невозможности выполнения этого условия переходы от одной
толщины к другой должны быть плавными, без резких ступенчатых изме-
нений
6. Острые углы как в заливаемом блоке обмоток, так и у наружных
контурон залитого компаундом блока должны быть скруглены Радиусы за-
круглений должны быть по возможности большими
7 Разница коэффициентов линейного расширения заливаемых э емеп-
тов и герметизирующего компаунда должна быть минимальной.
8. Заливаемые обмотки н отводы трансформатора следует располагать
с учетом равномерного отвода теплоты со всей поверхности блока обмоток.
9 Не должны применяться конструктивные материалы, обладающие
плохой адгезией к компаунду.
10. Толщина наружного слоя компаунда, находящегося в окне транс-
форматора, должна быть не менее 6—8 мм Наружные, выступающие из маг-
нитол ровс. а части блока обмоток должны иметь толщину наружного слоя
не менее 20—40 мм, толщина компаунда в месте расположения выводов об
мотки должны быть не менее 40—50 мм
Наружные размеры залитого блока обмоток должны обеспечивать его
свободную посадку на магпптопровод.
На рнс. 7-2 представлен блок обмоток, залитых эпоксидным компаундом,
с указанием основных размеров.
273
7-4: СХЕМЫ СОЕДИНЕНИЯ
ПЕРВИЧНЫХ ОБМОТОК ТРАНСФОРМАТОРОВ
Регулирование сварочного тока контактной машины
в большинстве случаев производится переключением числа витков
первичной обмоткн трансформатора. Переключение витков осу-
ществляется по различным схемам, которые вместе с переключате-
лями ступеней должны удовлетворять следующим требованиям:
Рис. 7-3 Схемы регулирования вторичных напряжений: л — секционирова-
ние обмотки без разрыва; б — с разрывом н одним переключателем; в —.
с двумя переключателями; а — с параллельным соединением части обмотки;
д—с параллельным соединением всей обмотки; е — регулирование с по-
мощью автотрансформатора
1. Обеспечивать достаточно плавное регулирование вторичного
напряжения с заданными пределами регулирования при переходе
от ступени к ступени.
2. Исключать возможность получения высоких напряжений на
концах обмоткн. Согласно ГОСТ 297—73, при включении в сеть
любой ступени регулирования напряжение на концах обмотки ие
должно превышать 1,5 Vvcil.
3. Обеспечивать возможность переключения ступеней под на-
пряжением без нагрузки.
4 Быть простыми и удобными для обслуживания.
274
гока в магнитопроводе, Л; Ht — напряженность магнитного ноля
иа I см длины участка при заданной ищукцнн. А см; /,—длина
участка, см; Н6 = Бс/р0— напряженность магнитного поля в сты-
ках, А/см; п — число стыков; 6 — эквивалентный зазор, приня-
тие. 7-1И. Эскиз магнитной системы трансформатора
Рис. 7-!6. Зависимость индукции от напряженности магнитного поля для
электротехнических сталей
/ — стзль 1511; 2 — сталь 1211, толщина листов 0 5 мм
чия в кривой тока высших гармоник; u>t — число витков первич-
ной обмотки.
Если индукция во всех участках магнитной системы одинакова,
то средняя длина магнитной линии может быть рассчитана по фор-
муле
/с = 2Ло + 2Лп-Ь-^-. (7-63)
При неравенстве индукций в участках магнитной системы транс-
форматора средняя длина магнитной линии определяется по эс-
кизу магннтопровода (рнс. 7-15).
Зависимость индукции в стали марок 1211 н 1511 от напряжен-
ности магнитного ноля дана на рис. 7-16
При. более точных расчетах тока холостого хода зна-
чения напряженности магнитного поля берутся в соответствии
с ГОСТ 21427.0—75, ГОСТ 21427.1—75 и ГОСТ 21427.4—78.
Среднее значение коэффициента Кг может быть определено при
значениях индукции 1,2—1,8 Тл по формуле
----1------, (7-64)
г 1.9 —0,8В ' ’
где В — индукция, Тл, или выбрано по табл. 7-6, в которой дана
301
зависимость коэффициента К, ot индукции для двух марок стали.
Табл. 7-6 составлена на основании опытных данных по результатам
испытаний трансформаторов, изготовленных заводом «Электрик».
Полный ток холостого хода
70=1 ^Оа+^Ор. (7-65)
Относительное значение тока холостого хода (0 =——— 100
G пом. ал
в процентах не должно быть более указанного в ГОСТ 297—73.
В случае получения тока холостого
Таблица 7-6 хода более допустимого производят
перерасчет магиитопровода трансформа-
тора.
Расчет сопротивлений и основных
потерь в ток ведущих частчх. Сопротив-
ление первичной обмотки определяется
для каждой группы катушек, имеющих
одинаковое сечение, по формуле
г1 = К„-^^с> . (7-66)
«I
где г, — сопротивление катушки. Ом;
К„ — коэффициент поверхностного эф-
фекта; р| — удельное сопротивление ме-
талла катушки, Ом-м; Ц ср—средняя дли-
на витка катушки, определяемая по фор-
Я. Тл Значения Кг для стали парок
1211 151!
1.0 1.00 1.05
1.1 1,00 1.08
1.2 1,00 1.11
1.3 1.08 1.16
13 1.15 1.29
1.5 1.25 1.47
1.6 1.35 1.55
муле (7-54), м ш, —число битков катушки; fl!—сечение витка
катушки, м®.
Аналогично сопротивление вторичной обмотки определяется
по формуле
к Р»Ь.с.Р_
г«д An •
(7-67)
где г1д — сопротивление вторичной обмотки (диска). Ом; р, —
удельное сопротивление материала диска, Ом-м, (1с„ — средняя
длина вторичного витка, определяемая по формуле (7-а7), м; а« —
сечение диска, м4; k— чисто паралтельно соединенных дисков
Прн расчете сопротивления вторичной обмотки сопротивтение
колодок ввиду нх малости не учитывается.
Значение коэффициента поверхностного эффекта для трансфор-
маторов с дисковой обмоткой, выполненной прямоугольным про-
водом, определяется по формуле
К„ = I + 0,09а4, (7 68)
где а — приведенный размер провода в аксиальном направлении,
см, определяемый по уравнению
a ,2ft I (7-69)
где ь — размер провода в направлении, Перпендикулярном пото-
302
Рис. 7-17. Эскиз трпнарорматора с обозначением размеров для расчета ко-
эффициента поверхностного эффекта
кам рассеяния, см; а — размер провода в радиальном направлении,
см; f—частота тока, Гц; u*i — число последовательно соединен-
ных витков катушки; /, — средняя длина линий потока рассеяния,
принимаемая равной ширине окна Ь„, см; р — удельное сопротив-
ление материала проводника, принятое при определении сопротив-
ления обмоток, Ом-м.
Коэффициент поверхностного эф<)к;кта для диска вторичного
витка рассчитывают также по формуле (7-68). Прн этом значение а
принимается равным
а= 2ft. J/ -^-10-“ (7-70)
где — толщина диска, см; В — ширина диска, см; значения р,
f и lf те же, что п в формуле (7-69).
На рис 7-17 приведен эскиз трансформатора с обозначением
размеров для расчета коэффициента поверхностного эффекта.
Расчет сопротивлений обмоток производят при двух темпера-
турах: 15—20 °C для поверочных нс тытаннй при сборке трансфор-
матора и рабочей температуре, определяемой классом изоляции,
для определения потерь в обмотках.
Расчетная температура принимается для первичных обмоток
равной 75 °C для изоляции класса А, 85 С для класса Е, 100 °C
для класса В,40 ‘С для вторичного витка при водяном охлаждении
независимо от класса изоляции. Пересчет сопротивлений для раз-
личных температур производится по формуле
Г, ГОП «(/-/„)!, (7-71)
где г, — сопротивление при температуре. /; г0 — сопротивление
303
Рис. 7-lb. Эскиз трансформатора с обозначением размеров для расчета ин-
дуктивности обмотки трансформатора
прн температуре 4: а — температурный коэффициент, равный
0,004 для меди и 0,0038 для алюминия, ГС.
Зная сопротивление обмоток при расчетной температуре, на-
ходят потерн в обмотках.
7>2 = г,а/’, (7-72)
где Pi — потерн в катушке первичной обмотки, Вт; Pt— потерн
во вторичной обмотке, Вт; 1Г—ток в катушке первичной обмотки. А;
/а ток во вторичной обмотке, A, rt -сопротивление катушки
первичной обмотки, Ом; г1я — сопротивление вторичной об-
мотки, Ом.
Полные потери в обмотках равны сумме потерь:
Р» >’7’i+7’s. (7-73)
где V — сумма потерь во всех катушках первичной обмотки, Вт.
Потерн ме лла обмоток определяются прн двух значениях
токов: длительном (для теплового расчета) в номинальном (для
опредеяения КПД)
Расчет сопротивления короткого замыкания трансформатора.
Потное сопротивление трансформатора при коротком замыкании,
приведенное ко вторичной обмотке, определяется по формуле
z; т= ] + (7-71)
где ZK т — приведенное ко вторичной обмотке сопротивление транс-
форматора при коротком замыкании. Ом, rt — сопротивление
первичной обмотки, Ом, я — коэффициент трансформации данной
ступени; гг—сопротивление вторичной обмотки, О' ХТ— со-
30-1
противление рассеяния обмоток трансформа гора, приведенное ко
вторичной обмотке, Ом.
Расчет активного сопротивления трансформатора приведен
ранее.
Зная сопротивление отдельных катушек, исходя из схемы сое-
динения первичной обмотки, рассчитывают ее полное сопротивле-
ние.
Индуктивное сопротивление трансформатора зависит от многих
факторов, главнейшими нз которых являются взаимное располо-
жение первичной и вторичной обмоток, число витков в группах ка-
тушек, частота тока.
На рис. 7-1В дан эскиз трансформатора с обозначением размеров
для расчета индуктивности обмоток.
Расчет индуктивного сопротивления для трансформатора с дис-
ковыми обмотками прн симметричном расположении обмоток про-
изводится по формуле
где Хт — приведенное к первичной обмотке инд ктпвное сопротив-
ление обмоток. Ом; f — частота тока Гц; D — расстояние между
серединами сечений обмотки в окне (D = .1 + 61к), см; Wi —
число последовательно соединенных витков первичной обмотки.
6, — эквивалентное расстояние между первичной н вторичной об-
мотками, см:
б.= в12 (7-7G)
612—расстояние между первичной и вторичной обмотками, см;
скр — средняя высота проводника первичной обмоткн, см; Ct —
толщина диска вторичной обмотки, см; р — число групп катушек;
I — расчетная длина средней силовой линии, см*
лЛ
Прн несимметричном расположении обмоток расчет индуктив-
ного сопротивления по формуле (7-75) может дать заниженные ре-
зультаты Поэтому при несимметричном расположении обмоток
рекомендуется расчет индуктивности производить для каждой ка-
тушечной группы и полученное результаты суммировать согласно
схеме соединения первичной обмотки При проведении расчета без
учета несимметричного расположения обмоток полученный резуль-
тат рекомендуется увеличить в 1,1 раза. Точно так же формула
(7-75) пе учитывает увеличения индуктивности обмоток »а счет
выводов вторичной обмоткн [ля учета влияния выводов вторичной
обмоткн рекомендуется результаты расчета по формуле (7-75) уве-
305
личпть на коэффициент К 1,24-1,4. Большие значения коэффи-
циента берутся для трансформаторов с относительно меньшей тол-
щиной пакета пластин
Полное индуктивное сопротивление обмоток с учетом сопротив-
ления выводов, приведенное ко вторичной обмотке,
„ КХт
(7-78)
Болес точные результаты расчета индуктивного сопротивления
трансформатора с учетом сопротивления выводов вторичной об-
мотки могут быть получены по формулам, приведенным в книге
Б. Е. Патона н В. К. Лебедева «Электрооборудование для контакт-
ной сварки» 128].
При применен ш различных схем соединения первичной обмотки
расчет индуктивного сопротивления рекомендуется производить
для первой ступени, где, как правило, распределение обмоток сим-
метричное, а затем пересчитывать на номинальную ступень (приве-
дением ко вторичной обмотке)
При симметричном расположении обмоток, что, как правило,
имеет место прн параллельно-последовательном соединении, рас-
чет индуктивного сопротивления можно производить на номиналь-
ной ступени.
Зная активное н индуктивное сопротивления трансформатора,
можно определить напряжение короткого замыкания:
I' + + (7-79)
где ил н 1/р — активная и реактивная составляющие напряжения
короткого замыкания, В.
Напряжение короткого замыкания рассчитывается на номиналь-
ной ступени для номинального тока
Расчет КПД. Расчет КПД трансформаторов машин контактной
сварки несколько затруднен тем, что мощность трансформатора за-
висит от многих факторов, и в част пости от cos <ptr который, в свою
очередь, зависит от вторичного контура, характера свариваемого
материала (магнитный или немагнитный) и др Поэтому прн расчете
КПД трансформатора рекомендуется принимать какой-то
нын cos <р2, находящийся в пределах 0,3—0,5 дчя точечных
ных машин, 0,6—0,7 для стыковых машин.
Значение КПД может быть определено по формуле
^7, cosy,
COS + рс+ Р„
где —номинальное вторичное напряжение. В; /2—номиналь-
ный вторичный ток. A, costpg — коэффициент мощности вторичной
цени; Р.— потери в стадп, Вт; Рм потери в металле обмоток,
Вт.
3W
услов-
11 шов-
(7-80)
Д.лЯ трансформаторов машин контактной сварки значение КП I
нс является характерным. Однако его определение пет возмож-
ность судить об экономичности рассчитанного трансформатора.
В выполненных конструкциях трансформаторов машин контакт-
ной сварки КПД лежит в пределах 0,90—0,96.
Тепловой расчет трансформатора. В трансформаторах с диско-
выми обмотками и вторичными витками, охлаждаемыми водой,
теплота, выделяемая в обмотках, в основном отводится водой. По-
терями теплоты в воздух при расчете можно пренебречь, так как
они незначительны. Кроме того, пренебрежение потерями в воздух
дает некоторый «запас» на различные производственные отклоне-
ния при изготовлении трансформаторов. Точно так же прн расчете
температуры обмоток пренебрегаем теплотой, выделяемой в магии-
топроводе трансформатора.
Количество воды, необходимое для охлаждения трансформа-
тора, определяется по формуле
Q = (7 81)
/о Z
где Q— расход воды, см3/с; PU I& — потери в обмотках при дли-
тельном токе, Вт; /„ — температура выходящей воды, СС; ,!п —
температура входящей воды, СС. При расчетах перепад температур
А/, = /„—/0 принимается равным 5-10 °C.
Обы1 новей но диаметр трубки принимается равным толщине
диска (в случае приварки ее по периметру). Для надежной работы
трансформатора необходимо, чтобы скорость воды в трубке не пре-
вышала 3 м/с:
ц, = -^-<Зм/с. (7-82)
Г
где F — площадь сечения трубки, см2.
При больших скоростях воды увеличивают диаметр трубки или
принимают большие перепады температур входящей н выходящей
воды (10—15 СС). Ориентировочные расходы воды в зависимости
от длительной мощности трансформатора даны на кривых рис. 7-11.
Так как вся теплота обмоток отводится водой, то наиболее на-
гретой частью является первичная обмотка.
Перегрев проводов первичион обмотки относительно темпера-
туры входящей в(, ы будет
^in- + + (7-83)
где AZInX — превышение средней температуры первичной обмотки
над температурой входящей воды, °C; Д/4пых — превышение сред-
ней температуры вторичной ебмотки над температурой выходящей
воды, °C; Д/ц—превышение средней температуры первичной
обмотки над средней температурой вторичной обмотки, °C; Д^ —
превышение температуры выходящей воды над температурой вхо-
дящей, °C.
307
Входящие в формуя) (7-83) значения перегревов рассчитывлютея
но форму.шм.
Превышение средней 1емпературы вторичной обмотки над темпе-
ратурой выходящей воды:
/,-/, = -^1-, (7-84)
aT//iT
где — средняя температура вторичного витка, СС; <х,— коэффи-
циент теплоотдачи от внутренней поверхности трубкн к воде,
Вт/(см2-сС); П — внутренний периметр охлаждающих трубок, см:
/т — длина охлаждающих трубок, см. На основании опытных дан-
ных коэффициент теплоотдачи а, может быть рассчитан по фор-
муле
а,- 0,2751 щ (7-85)
где v — скорость охлаждающей воды, мс,
Превышение средней температуры первичной обмотки над сред-
ней температурой вторичной обмотки
Л/12 , (7-86)
где Р1ы дп — потери в катушке первичной обмотки, Вт; vfi— сум-
марная толщина изоляции между проводом первичной обмотки
н диском вторичной обмоткн, см. Sk — площадь поверхности ка-
тушки первичной обмоткн, соприкасающейся с диском вторичной
обмоткн, см2; Л — коэффициент теплопроводности изоляции,
Вт/(см-<’С). Среднее значение Коэффициента теплопроводности при
хорошей пропитке изоляции и плогиом прилегании обмоток в за-
висимости от класса изоляции может быть принято равным: 0,001—
0,0012 для класса изоляции А; 0,0012—0,0014 дня Е; 0,0014 —0,0016
для В. 0,0016-0,0020 для F 0,0020-0,0040 для Н.
Превышение температуры выходящей воды над температурой
входящей при установившемся расходе воды
Д/„ = /.- = . (7-87)
Значения н размерность входящих в формулу (7-87) величин
те же, что и в формуле (7 81).
Для симметричных дисковых обмоток расчет температур ве
дется для всей ебмоткн в целом. Если обмотка несимметрпчг ая, то
тепловой расчет выполняется для наиболее нагруженной группы
обмоток.
Тепловой расчет трансформаторов, залитых эпоксидным ком-
паундом, производится в следующем порядке.
ЗЛ8
Находят перепад температуры между первичной и вторичной
обмотками.
ДГИ==^_, (7.88)
где = Pim.m/Sh.o — удельная тепловая нагрузка первичной
обмотки, Вт/см , Ру, м — потери в первичной обмотке, Вт; SK. „—
площадь поверхности
охлаждения первичной об-
мотки, см*; А — приведен-
ный коэффициент тепло-
проводности изоляционных
материалов, изолирующих
первичную обмотку от вто-
ричной. Вт/(см- СС); —
суммарная толщина меж-
обмоточной изоляции, см.
Для эпоксидного ком-
паунда, состоящего по мас-
се из 100 частей эпоксидной
смолы ЭД-5, 20 частей
эпоксидной смолы ДЭГ-1,
56 частей отвердителя
ММФ и 250 частей квар-
цевого песка, межвнтковой
изоляции нз стеклолент
толщиной 0,4 мм, намотан-
ной вполкахлсста, и меж-
обмоточной изоляции, вы-
полненной нз электронита
толщиной I мм, приве-
денный коэффициент
теплопроводности А,, =
= 0,00165 Вт*/(см-°C)..Для
других типов изоляции и
эпоксидных компаундов он
может быть рассчитан на
Рис. 7-/9. Блок обчоток. залитых ком-
паундом
основании данных теплопроводности отдельных видов изоляции
или определен опытным путем.
Затем находят среднюю температуру вторичного витка. Все
необходимые для ее расчета размеры даны на рнс 7-19:
/ max G mln
‘S cp —
2
, _«_г2
* 2Х 171
— —— I —— | г® — Г® | -4-
2 I 4А ma* minj 1
r max J
(7-89)
где /агр, /2п„х, 4 min — средняя, максимальная и минимальная
температуры вторичного тока, С; rm„x, гП1111 — приведенные мак-
309
СИМалЬиый Ji минимальный радиусы незалйтоГо блока < бмот< , См.
А — коэффициент теплопроводности матери ia вторичного витка,
для меди А =.3,6 Вт/(см-°С); q = Рм ал/Й2в — удельная объемная
тепловая нагрузка вторичного витка, Вт/с.мя; Ри.м—суммарные
потери в первичной н вторичной обмотках, Вт; Г3в — объем дне
ков вторичного витка, смя.
Средний перегрев первичной обмотки относительно температуры
входящей воды
АЛ их~-^п + ^ср—^о- (7-90)
Температуру входящей воды 1а в соответствии с ГОСТ 297—73
принимают равной + 25 'С
Температура магннтопровода трансформатора при малых ПВ
не проверяется. Однако для трансформаторов шовных машин на*
грев магннтопровода имеет уже существенное значение. Поэтому
необходимо, чтобы удельная тепловая нагрузка магннтопровода
не превышала 0,060—0,075 В см*:
PvIS{„e 0,064-0,075, (7-91)
где Рс — потерн в сгалн, Вт; S6. е — боковая поверхность магнн-
топровода, не закрытая обмотками, см*.
Все полученные результаты расчета сводятся в расчетную за-
писку. Форма расчетной записки нерегламептнрована, но данные,
входящие в нее, должны давать полное представление о трансфор-
маторе. Поэтому в нее должны входить основные технические дан-
ные трансформатора, обмоточные данные с указанием размеров
проводов, геометрические размеры магннтопровода, ток х >чистого
хода, схема соединения и расположения обмоток, сопротивление
обмоток, потерн и др.
7-7 НАСЧЕТ СПЕЦИАЛЬНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Расчет специальных трансформаторов машин контакт-
ной сварки — импульсных для магнитной сварки, импульсом по-
стоянного тока, трехфазных с выпрямлением тока на вторичной
обмотке конденсаторных н вращающихся для трубных сгаиов —
в основном может производиться ио приведенным формулам. Од-
нако некоторые его части имеют специфику, требующую пояснения.
В первую очередь это относится к определению соотношения числа
витков первичной обмотки и сечения стали магннтопров' да. Так
как для различных типов трансформаторов имеются свои закопс-
мернлетн, расчет сечен ни и витков рассмотрим для каждого отдель-
ного случая.
Трансформатор для конденсаторной машины. Основными ха-
рактеристиками сварочного импульса конденсаторной машины яв-
ляются максимальное значение импульса сварочного тока
зю
время нарастания тока до максимального значения /„ и время
сварки 11в (см. рис. 5-10).
На основании этих данных и заданного диапазона их изменений
необходимо определить емкость батареи конденсаторов С\, коэффи-
циент трансформации трансформатора п = wt!wt, расчетные токи
н сечення обмоток и изменение магнитного потока в магнитопроводе
трансформатора АФМ. Предварительно, до расчета величин Сп
п, ДФМ, /1ЯЛ и 1ЗЯЯ, необходимо найти ориентировочные значения
приведенного ко вторичной обмотке сопротивления разрядной
цепи fa, коэффициента самоиндукции разрядной цепи L> и началь-
ного напряжения заряда конденсаторов Uc„, которое определяется
напряжением питающей сети п принятой схемой заряда. Расчет
трансформатора выполняется на номинальной ступени с проверкой
параметров сварочного импульса при заданных условиях регули-
рования.
Таким образом, исходными данными для расчета трансформа-
тора конденсаторной машины без регулирования импульса в про-
цессе сварки являются: максимальный сварочный ток на номиналь-
ной ступени /2таХ|10Н. А; начальное напряжение батареи конден-
саторов на номинальной ступени UCt)noH, В; время нарастания
тока до максимального значения на номинальной ступени ZM ||ом, с,
время сварки на йомийальноЙ ступени „ом, с; время полного
цикла сварки на номинальной ступени с; минимальное значе-
ние напряжения заряда конденсаторной батареи t/Co lllIn, В; отно-
шение номинальной емкости конденсаторной батареи к миш мяль-
ной С, „oj/Cj П||п; отношение номинального коэффициента транс-
формации к максимальному nIOH/nm?x.
Предварительно, как отмечалось, для расчета трансформатора
должны быть найдены сопротивления разрядной цепи R2 н коэф-
фициент самоиндукции разрядной цепи 1'г. Эгн данные опреде
ляются при предварительном расчете разрядного контура или вы
бираются ио аналогии с уже выполненными конструкциями кон-
денсаторных машин:
^27«c + ^t + «k + /?s.s; I^ = Le + Lr-VLK+Lv (7-92; 7-93)
где Rc н — сопротивление п индуктивность участка цепи от
конденсаторной батареи до сварочного трансформатора, приведен-
ные ко вторичной обмотке; Rr и Lr сопротивелпне н индуктив-
ность сварочного трансформатора, приведенные ко вторичной об-
мотке; RK и LK — сопротивление и индуктивность вторичного кон-
тура; /?s з и Ад — сопротивление и индуктивность свариваемых
деталей.
На основании имеющихся данных определяется емкость кон-
денсаторной батареи на номинальной ступени:
С1ЯОМ /Я (7-94)
х t/Слпом /
где С, „„и — номинальная емкость конденсаторной батареи, Ф;
ЗИ
Ln—приведенный ко вторичной обмотке коэффициент самоиндук-
ции разрядной цепи, Гн; — номинальный сварочный ток,
A; Dсо пои — номинальное начальное напряжение конденсаторной
батареи, В; 6 = Rt/(2Lt)— постоянная времени разрядной цепи,
1/с; 11ОМ — время нарастания тока до максимального значения
на номинальной ступени, с.
Коэффициент трансформации трансформатора рассчитывается
по формуле
= феоном 2е cos ф (7 .од
'a max пои $
„ <». r‘, гс;
Значение cos <р = —I —£ берется нз графика (рис. 5-14,6)
2 I Л,
но известному значению иом.
Максимальное изменение магнитного потока в магнитопроводе
в процессе разряда может быть найдено по формуле
АФ„ = ,3™*Li с« '*« ч [е- ч + 2 cos Ф] (7-96)
или по упрощенным формулам:
Дфи .J-1.'»-* (q,8L;+ /?г/м) (7-97)
при 0<6/ы<0,6,
ДФ„ = "“« (/?,/„—о 56Лз) (7-98)
wa
при 0,6<6/н< 1,0.
Значения н размерности входящих в формулы величин даны
ранее.
Зависимость е’ с'в ’ [е“<я ~ ”c,g ф 2 cos ф] — F (ф) от <р приве-
дена на рнс. 7-20.
Магнитный поток в магнитоироводе трансформатора, принимае-
мый при расчете, зависит от схемы включения первичной обмотки.
Если включение производится без изменения полярности, Ф„ -
= АФ + Фо; при изменении полярности Фы = АФМ—Фо, где
Фо — поток остаточного магнетизма в магнитопроводе трансфор-
матора. Значения потоков — в веберах.
Из приведенных формул видно, что для уменьшения сечення
магиитопровода целесообразно включать обмотки трансформатора
с изменением полярности.
Сечение магиитопровода трансформатора определяется по фор-
мулам:
при перемагничивании магиитопровода
5 ф
Во I- Вн
(7-99)
•312
без перемагничивания магннтопровода
8 = ДФ/В„, (7-100)
где Ви — допускаемое значение индукции в мапгитопроводе, при-
нимаемое равным 1.5—1,7 Тл; Вп — остаточная индукция в магнн-
топроводе, равная 0,5 Тл; S — сечение магннтопровода, ма.
Необходимые для расчета сеченнй обмоток длительные токи
с достаточнои для практики точностью могут быть найдены по фор-
мулам'
4W = 1.24тЬх1/т-; = (7-101:7-102)
г п
где / = GOhn — длительность цикла сварки, с; т — производи-
тельность машины, число сварок
в минуту. Wf\
Как видно из формулы (7-94),
минимальная емкость батареи
конденсаторов в основном зависит
от постоянной времени разряд-
ной цепн Rz/iZLz). При равен-
стве = С емкость конденса-
торной батареи будет минималь-
ной. Поэтому сечение обмоток
трансформатора и вторичного кон-
тура машины рекомендуется на-
ходить, исходя не только из допу-
стимой плотности тока, опреде-
ляемой допустимой тепловой на-
грузкой, но и из соотношения
С
R2 =--------------. (7-103)
{0.7+ 1.4) tH '
Рис. 7-20. Зависимость c*e X
Х[е—<я-ч|) с,в Ф-}-2~:8<р1=Нч>)
от <р
Дальнейший расчет трансфор-
матора производится по формулам,
приведенным для расчета однофаз-
ного трансформатора. После рас-
чета трансформатора и установления его основных параметров —
сопротивлений первичной и вторичной обмоток, коэффициентов
самоиндукции и коэффициента трансформации — выполняется по-
верочный расчет максимального значения вторичного тока 1Ятях,
времени нарастания тока до максимального значения tu и времени
сварки ZCB.
Трансформаторы для машин с выпрямлением тока на вторичной
стороне. Для расчета трансформатора необходимы следующие
данные:
1. Напряжение питающей сети Uc, В.
313
При проектировании сварочной машины с игнитронным <онтак-
тором мощность, потребляемая от сети, будет равна
7 it
р= - сь «------------ (8-8)
Пт Uc-At/»
Пв.7.
Рис. 8-6. Типовые характеристики серии металлических игнитронов для
встречно-параллельного включения: а — напряжение питания 220 В, время
усреднения 18 с {/>; 380 В и 11,5 с (2); 500 В и 8,8 с. И1 -70/08 (3); б — на-
пряжение питания 220 В, время усреднения 14 с (/); 380 В и 9,4 с (2); 500 В
в 7,1 с, И1 140/08 (3); « — напряжение питания 220 В, время усреднения
1 с (/); 380 В и 7.1 с (2); 500 В и 5,6 с, Ш-350/08 (3); я — зависимость ком-
мутируемой мощности от срс него тока
Ток, потребляемый машиной, соответственно будет
Прн работе игнитронов в неполиофа; ном режиме, что имеет
место в схемах с автоматической стабилизацией сварочного тока,
340
1ействуюшнй ток Должен (>ыгь пересчитан для случая иолиофазной
работы. Для пересчета могут быть использованы регулировочные
характеристики (см. рис. 5-4, б). По действующему току, коммути-
руемому игнитронами, и ПВ машины по характеристикам, приве-
денным на рис. 8-6, г выбирается тип игнитрона. При этом следует
учитывать, что значение ПВ для игнитронов, работающих в сва-
рочных машинах, получается обычно больше ПВ машины. Такое
различие вызв'апо малым временем усреднения игнитронов по срав-
нению со временем усреднения теплового цикла сварочного транс-
форматора:
ПВ ~/свл//уСр, (8-10)
где /С1> — длительность сварки; /уср — время усреднения для
выбранного типа игнитронов при заданном напряжении (приве-
дено на рис. 8-6); п — число сварок за время усреднения.
Определив по формуле (8-10) ПВ игинтроиов, проверяют их
выбор по соответствующей кривой на рис. 8-6. Если при получен-
ном нз расчета значении ПВ выбранные игнитроны могут обеспе-
чить необходимый ток, то выбор сделан правильно. Если необхо-
димый ток при заданном напряжении питающей сети не может быть
получен, выбирают следующие по размерам игнитроны и произ-
водят повторную проверку.
Схемы поджигания игнитронов. Основной схемой, пр 1меняемой
в игнитронных контакторах, является схема с зависимым поджи-
ганием игнитронов. В зависимых схемах поджигание игнитрона
производится от сети переменного тока, к которой подключен кон-
тактор. Подключение поджигателя к сети производится через вспо-
могательный вентиль. Непосредственное подключение поджигателя
к сети переменного тока недопустимо, так как по данным завода-
изготовителя отрицательное напряжение между поджигателем н ка-
тодом игнитрона не должно превышать 5 В. Прн ббльшнх отрица-
тельных напряжениях происходит амальгамирование поджигателей.
Схемы с независимым поджиганием игнитронов применяются в кон-
такторах, рассчитанных на работу с импульсами сварочного тока
малой длительности (10—20 мс) При импульсах тока малой дли-
тельности разброс во времени поджигания, наблюдаемый в схемах
с зависимым поджиганием, заметно влияет на действующий сва-
рочный ток.
В настоящее время исключительное применение в качестве вспо-
могательных вентилей в игнитронных контакторах находят
тиристоры. При использовании тиристоров возможно синхронное
включение игнитронов, а также программное управление свароч-
ным током. Это обеспечивается системок фазового управления
включением тиристоров. Выбор типа тиристоров в устройствах
для поджигания игнитронов, а также системы нх охлаждения оп-
ределяется максимальным и средним током в цепи поджигателей.
По техническим условиям на игнитроны, выпускаемые нашей про-
341
Рис. 8-7. Схема игнитронного контактора с тиристорным блоком поджига-
ния типа БПТ-01
К регулятору
К РИС
Рис. 8-8. Схема игнитронного контактора с независимой схемой поджигания
342
мышленностью для работы в игнитронных контакторах сварочных
машин, наибольший ток, необходимый для поджигания игнитро-
нов в схемах с зависимым поджиганием, не превышает 30 А. Сред-
ний ток в цепи поджигания не больше 2 А. Для контакторов с за-
висимой схемой поджигания игнитронов промышленность выпу-
скает разработанный ВНИИЭСО блок поджигания па тиристорах
типа БПТ-01. Схема игнитронного контактора с блоком поджига-
ния БПТ-01 приведена иа рис. 8-7.
Тиристорный блок БПТ-01 служит для управления сварочными
игнитронами всех типов (И1-70, И1-140, И1-340) и предназначен
для совместной работы с регуляторами цикла сварки серии РЦС.
Управление тиристорами блока поджигания осуществляете# им-
пульсами, поступающими с частотой 100 Гц на трансформатор TH,
расположенный на блоке БПТ-01. Параметры трансформатора ТИ
согласованы с выходными параметрами регуляторов серин РЦС.
Как было указано выше, применение указанных регуляторов обес-
печивает синхронное включение игнитронов, а также протекание
целого числа периодов свароч юго тока, что устраняет переходные
процессы при включении сварочного трансформатора, а следова-
тельно, и подмагничивание его. В блоке поджигания БТП-01 при-
менены тиристоры типа Т-50-70 без принудительного охлаждения.
Последовательно с тиристорами включены диоды Д1, Д2, Д6, Д7,
которые защищают их от подачи отрицательного напряжения на
аноды. Для избежания быстрого нарастания напряжения на ти-
ристорах, превышающего допустимые для них пределы du'dt, слу-
жат конденсаторы С1 и С2. После включения тиристоров конден-
саторы С/ и С2 разряжаются через них и соответственно через ре-
зисторы R6 и R8.
На рис. 8-8 приведена схема контактора с независимой схемой
поджигания игнитронов. В качестве источника энергии для под-
жигания игнитронов используются конденсаторы С1 и С2. Это
обеспеч шает возможность получения импульса тока малой дли-
тельности, по мощности достаточного для поджигания игнитронов.
Благодаря большой мощности импульса тока в схемах независи-
мого поджигания получается минимальный разброс времени под-
жигания игнитронов.
Для схемы независимого поджигания игнитронов заводом-из-
готовителем рекомендуется следующий режим: при времени на-
растания напряжения на поджигателе не менее 10~' с схема должна
обеспечивать непосредственно па поджигателе напряжение 600 В
прн токе 50 А. В разработанных во ВНИИЭСО прерывателях для
коротконмпульсной сварки применена схема независимого поджи-
гания игнитронов со следующими параметрами: напряжение за-
рядного трансформатора 500 В, накопительная емкость 2 мкФ,
зарядное сопротивление 1000 Ом. В качестве вентилей, управляю-
щих поджиганием игнитронов, в этих прерывателях служат ти-
ратроны. В настоящее время в качестве вентилей в системе поджи-
гания рационально использовать тиристоры. Для ограничения ско-
343
ростн нарастания тока последовательно в цепь тиристора следует
включить дроссель (L1 н L2 на рис. 8-8). Необходимая индуктив-
ность защитного дросселя может быть определена из следующего
выражения:
L>aUc, (8-И)
где L — индуктивность дросселя, мкГи; Uc — напряжение на кон-
денсаторе; 1/а = di/dt — максимально допустимая скорость на-
растания тока для выбранного типа тиристоров, А/мкс.
Прерыватели для точечной и шовной сварки. На заводе «Элек-
трик» разработана и выпускается серия универсальных прерыва-
телей типа ПСЛ для точечной и шовной сварки, которые заменили
ранее выпускавшиеся прерыватели типа ПИТ и ПИШ. Основные
параметры прерывателей этой серии приведены в табл. 8-2. Преры-
ватели серии ПСЛ в основном выполнены на полупроводниковых
элементах. В них широко использованы элементы серии «Логика-Т».
В прерывателях па токи до 1200 А применены тиристорные кон-
такторы, на токи 1500 и 2000 А — контакторы игнитронные с ти-
Таблица 8-2
Тип прерывателя
Параметр
Номинальный ток, А:
для точечной сварки (ПВ =
= 20%) ..................... 250
для шовной сварки (ПВ =
= 50%) ................... 200
Длительность операции «Им-
пульс свароч! ого тока», пе-
риоды .....................
Длительность операции «Паула»
(между импульсами спароч-
погс тока), периоды . . .
Максимальная длительность
нарастания переднего фронта
импульса сварочного тока,
периоды, не менее . .
Пределы регулирования сва-
рочного тока (фазовое регули-
рование). %
Пределы подстройки па коэффи-
циент мощности нагрузки
(сот <р)...................
15
30—100
0,2—0,65
ристорпым блоком поджигания. В отличие от прерывателей,
в которых была использована аналоговая система отсчета времени
341
Сварки с импульсной синхронизацией, в прерывателях типа ПСЛ
применена дискретная двоично-десятичная система отсчета, вы-
полненная на элементах серии «Логика-Т».
Блок регулирования прерывателей ПСЛ обеспечивает
а) выполнение сварки как одним непрерывным импульсом сва-
рочного тока, так и серией импульсов; при этом имеется возмож-
ность раздельного регулирования длительности импульсов тока
и паузы между ними;
б) фазовое регулирование действующего сварочного тока;
в) регулирование скорости нарастания переднего фронта им-
пульса сварочного тока (модуляцию);
г) синхронное с сетью включения сварочного тока;
д) стабилизацию сварочного тока.
Все элементы прерывателя расположены в стальном шкафу
(унифицированном для всех типов) с размерами: высота 1250,
ширина 6С0 и глубина 350 мм.
8-3. ЭЛЕМЕНТЫ АППАРАТУРЫ УПРАВЛЕНИЯ
Основной элементной базой, используемой в настоящее
время прн проектировании аппаратуры управления контактными свароч-
ными машинами, является унифицированная транзисторная система эле-
ментов «Логпка-T». На этой базе разработана и выпускается серийная аппа-
ратура управления машинами переменного тока (регуляторы цикла сварки
серии РЦС прерыватели типа ПСЛ завода «Электрик»), а также аппаратура
управления конденсаторными машинами. Система «Логнка-Т» состоит нз
19 элементов, семи логических, четырех элементов времени, пяти выход-
ных усилителей н трех функциональных элементов
Логические элементы рассчитаны для работы в релейном режиме. Ис-
пользованные в них транзисторы работают прн этом в оптимальном—ключе-
вом—режиме. При работе в ключевом режиме транзистор либо полностью
открыт (режим насыщения), либо полностью закрыт (режим отсечки). Со-
противление транзистора соответственно меняется от минимального в режиме
насыщения до максимального в режиме отсечки. В зависимости от состояния
выходного транзистора логического элемента (режим отсечки или режим
насыщения) на его выходе образуются сигналы двух уровней. Большой
уровень — в режиме отсечки, обозначаемый I, малый уровень — в режиме
насыщения, обозначаемый 0
Напряжение питания элементов логических, функциональных, н вре
менп 12 В, усилителей — 24 В Напряжение смещения + 6 В. Сигнал 1
в системе «Логика-Т» имеет пределы 4—12 В, сигнал 0 не превышает 1 В
Ниже рассмотрены более подробно отдельные элементы системы «Логика-Т»,
наиболее широко применяемые в аппаратуре управления контактных машнн
Элемент Т-101. В элементе Т-101 конструктивно объединены две неза-
висимые схемы «ИЛИ—НЕ» (рис. 8-9). Каждая из схем состоит нз инвертора
«НЕ», на вход которого подключеиы три диода, реализующие функцию
«ИЛИ».
Элемент Т-102 Элемент Т-102, маломощный триггер, представляет
собой переключающее устройство, имеющее два устойчивых состояния Ис-
пользуется в аппаратуре управления как элемент «памяти» (регуляторы цикла
сварки), а также как элементарная ячейка в дискретных устройствах счета
времени иля числа импульсов сварочного тока (прерыватели типа ПСЛ за-
вода «Электрик») Элемент Т-102 (рис 8-10) состоит из двух ключевых схем
ив транзисторах Т1 и Т2. охваченных глубокой положительной обратной
связью, которая подана с коллектора транзистора Т1 на базу транзистора
Т2 через резистор R4 н с коллектора транзистора Т2 на базу транзистора
34S
Рис. 8-9. Элемент Т-101: а — условное обозначение; б — электрическая схема
Рис 8-11. Элемент Т-107: а — условное обозначение: 6—электрическая
схема
346
При малой индуктивности сварочного контура, например прн
сварке продольных швов труб, а также в машинах большой мощ-
ности рационально применять шестифазную схему выпрямления.
При этом улучшаются энергетические показатели машины, а также
использование сварочного трансформатора. В машинах постоянного
тока большой мощности, выпускаемых нашей промышленностью,
наиболее широко используется схема, показанная на рис. 5-14, е,
в которой применены два выпрямителя меныней мощности, рабо-
тающие на общую нагрузку. Использование этой схемы устраняет
необходимость разработки и изготовления специальных выпрями-
телей для машин большой мощности, выпускаемых в очень неболь-
ших количествах.
При работе трехфазпого однополупериодного выпрямителя с ну-
левым выводом через вторичные обмотки сварочного трансформатора
ток протекает только в полуиернод одной полярности. Поэтому
в первичной обмотке сварочного трансформатора необходимо уп-
равлять полуволнами напряжения также только одной полярно-
сти. Схема трехфазного однополупериодного выпрямителя с вен-
тильным управлением на стороне первичной обмоткн, наиболее
широко применяемого в выпускаемых нашей промышленностью
машинах, приведена на рнс. 5-13, а. Возможные схемы включения
вентилей контактора для управления сварочным током прн шестн-
фазном выпрямлении представлены на рис. 5-14. Данные о нагрузке
вентилей прн различных схемах их включения приведены
в табл. 5-7.
Наилучшнми по использованию вентилей являются схемы вы-
прямителей, приведенные на рнс. 5-14, б н е. По данным 17) в ма-
шинах большой мощности в основном применяется выпрямитель
по схеме рис. 5-14, е, обладающий рядом конструктивных преи-
муществ по сравнению с выпрямителем, выполненным по схеме
рис. 5-14, б. Дополнительным преимуществом является возмож-
ность выполнения нз двух трехфазиых выпрямителей, используе-
мых в машинах меньшей мощности, более мощного выпрямителя.
Схемы управления машинами постоянного тока. В универсаль-
ных машинах постоянного тока обычно предусматривается возмож-
ность получения различных по сложности циклов работы. В наи-
более сложных случаях применяются три следующих друг за дру-
гом импульса тока в нагрузке: предварительного подогрева
свариваемых деталей, сварки и термической обработки после
сварки. Выбором соответствующего момента включения отдельных
импульсов тока (без паузы между ними) можно получить им-
пульсы сварочного тока сложной формы. При наличии соответст-
вующих пневматических или гидравлических устройств схема уп-
равления обеспечивает трех-, четырехпозицнонную программу уп-
равления усилием сжатия электродов. Схема управления машинами
постоянного тока содержит регулятор цикла сварки, систему уп-
равления сварочным током и элементы настройки и контроля элек-
трического устройства машины.
374
состоит из фазосдвигающего устройства и усилителя импульсов.
В схему управления током входят также устройство регулирова-
ния и стабилизации сварочного тока и ключевое устройство. Ключе-
вое устройство обеспечивает подачу коллекторного напряжения
на усилители импульсов на время включения сварочного тока.
На рис. 8-27 приведена схема фазосдвигающего устройства,
используемого в машинах постоянного тока [71. В этой схеме при-
менен принцип «вертикального» управления. Формирование пи-
лообразного напряжения происходит на конденсаторе С2 при его
заряде постоянным напряжением, стабилизированным диодами
К схеме рееулиребания
и стабилизации
Рис. 8-27 Схема фазосдапгаютцсго устройства машин постоянного тока
Д7 и Д8. Постоянная времени заряда конденсатора С2 устанавли-
вается резистором такой, чтобы за время заряда, равное полупе-
риоду сетевого напряжения, конденсатор С2 успел зарядиться
только до 1/4 зарядного напряжения. Этим обеспечивается линей-
ность пилообразного напряжения. В рабочий полупериод, когда
происходит формирование пилообразного напряжения на конден-
саторе С/, транзистор Т1 закрыт положительным пт.пряжением,
поданным на его базу. В нерабочий полупериод напряжение на
базе транзистора Т1 становится отрицательным, он пе| сходит в ре-
жим насыщения, происходит разряд конденсатора С. Линейный
характер нарастания напряжения на конденсаторе н быстрый его
разряд обеспечивают четкую форму пилообразного напряжения,
которое усиливается эмиттерным повторителем на транзисторе Т2.
Напряжение с выхода эмпттерного повтори геля поступает па базу
выходного транзистора ТЗ последовательно с управляющим на-
пряжением, которое подается па резистор R7 от устройства регу-
лирования и стабилизации сварочного тока
376
Формирование импульса производится выходным каскадом фа-
зосдвигающего устройства. Для увеличения крутизны переднего
фронта формируемого импульса выходной каскад охвачен глубо-
1'ис. 8-28. Схема регулирования и стабилизации сварочного тока машин по-
стоянного тока
кон положительной обратной связью. Длительность импульса оп-
ределяется количеством энергии, запасаемой в к пденсаторе С4,
а также параметрами его разрядной цепи. Конденсатор С4 заря-
жается в нерабочие иолупериоды через диод Д13. В нерабочий по-
377
лупериод транзистор ТЛ находится в состоянии отсечки, так как
на его базу подано положительное управляющее напряжение. В ра-
бочий иолупернод прн достижении отрицательным пилообразным
напряжением значения, достаточного для открывания транзистора
ТЗ (U„ {/у), последний переход в состояние насыщения, кон-
денсатор С4 разряжается через трансформатор ТИ н транзистор
ТЗ, на обмотках последнего индуктируется импульсное напряже-
ние.
Рис. 8 29 Электрическая схема усилителе!
Рассмотренная схема фазосдвнгающего устройства позволяет
регулировать сварочный ток в пределах 40—100%. Фа «сдвигаю-
щим устройством совместно со схемой регулирования и стабилиза-
ции сварочного тока, применяемой в машинах постоянного тока
(рнс. 8-28), обеспечивается стабильность сварочного тока в пре-
делах ± 2,5% при изменении напряжения ± 10% номинального.
В наиболее мощных машинах, где используются два силовых
выпрямителя и соответственно два трехфазных тиристорных кон-
тактора, применяется раздельное управление каждым из выпрями-
телей Формирование напряжения управления производится схе-
мой регулирования и стабилизации сварочного тока (рнс. 8-28).
На фазосдвигающее устройство через катодный повторитель Т!
подается разность напряжений, снимаемых с двух групп резисторов
(R2—R/1 н R18—R27), включенных последовательно. На рези-
сторы подано напряжение от трехфазного выпрямителя (трансфор-
матор Тр/, диоды Д1—Д6 и фильтр R/3CI), пропорциональное
напряжению питающей сети. Напряжение па группе резисторов
378
R2—R1/ стабилизировано стабилитроном Д7, поэтому все изме-
нении напряжений, связанные с колебаниями сетевого напряжения,
выделяются на резисторах RI8—R27. В зависимости от положе-
ния переключателя П1 меняется значение напряжения, подавае-
мого на фазосдвигающее устройство, и соответственно происходит
сдвиг фазы выходных импульсов по отношению к сетевому напря-
жению Эго используется для регулирования сварочного тока
(«нагрева»), Прн изменении значения сетевого напряжения автома-
тически изменяется управляющее напряжение, подаваемое на фазо-
сдвигающее устройство. Соответственно сдвигаются по фазе им-
пульсы на его выходе, что обеспечивает в определенных пределах
стабилизацию сварочного тока. Дли управления скоростью нара-
стании (модуляции) сварочного тока предусмотрена подача на вход
фазосдвигающего устройства дополнительного напряжения, убы-
вающего по экспоненциальному закону и совпадающего по поляр-
ности с управляющими напряжением. Это напряжение снимается
с набора конденсаторов С2—С4 через эмнттерный повторитель на
составном транзисторе (Т2, ТЗ), Скорость нарастания сварочного
тока определяется емкостью подключенных конденсаторов, началь-
ное значение сварочного тока (глубина модуляции) — напряжением
на конденсаторах. В исходном состоянии схемы конденсаторы
С2—С4 заряжаются до напряжения, значение которого регули-
руется при помощи потенциометра R32. При включении основного
импульса сварочного тока открывается транзисторный ключ Тб,
заряд конденсаторов С2—С4 прекращается, н онн разряжаются
через резистор R30.
Электрическая схема усилителей с ключевым устройством при-
ведена на рис. 8-29. В паузах между сварками управляемый вен-
тиль УВ заперт, так как прн отсутствии входного сигнала на уси-
лителе управляющий электрод УВ соединен накоротко с катодом
через транзистор T9. Транзистор T9 открыт положительным на-
пряжением, поданным на его базу от источника питания через ре-
зистор R5 и днод Д1. При одновременной подаче положительных
сигналов на базы входных транзисторов Т7 и Т8 последние откры-
ваются и снимают положительное напряжение с базы транзистора
T9, который закрывается отрицательным напряжением смещения,
подаваемым на его базу от точки 5 через резистор R6. При этом
появляется положительное напряжение на управляющем электроде
управляемого вентиля, через который питаются транзисторы
Т4 Тб с выходными трансформаторами. Положнтадьный потен-
циал на первый вход усилителя поступает с одного из триггеров
тока, а на второй вход — с триггера пульсаций. В случае работы
без пульсаций напряжение подается постоянно.
8-7. КОНСТРУКТИВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СХЕМ
Конструктивные элементы электрических схем кон-
тактных сва| очных машин по своему назначению можно разделить
на несколько групп: а) силовые элементы — сварочные трансфор-
маторы, вентильные контакторы, силовые выпрямители машин
постоянного тока; зарядные выпрямители и разрядные устройства
конденсаторных машин; б) аппаратура управления и исполнитель-
ные элементы: в) командные аппараты управления циклом ма-
шины, ее режимом и настройкой (кнопки управления, переклю-
чатели, переменные резисторы и т. д.); г) аппаратура защиты —
максимальные автоматы, предохранители, реле контроля тока и на-
пряжения; д) аппаратура контроля работы машины — измеритель-
ные и сигнальные приборы, а также модели отдельных систем ма-
шины; е) аппаратура управления, контроля и зашиты, связанная
непосредственно с механизмами машины, ее гидравлической и пнев-
матической системами (конечные выключатели, гидро- и пневмо-
реле, реле давления и т. д.).
Электрические устройства конструктивно выполняются в виде
системы, состоящей из отдельных составных частей, находящихся
в определенной соподчнпенносгн. Согласно методике, предложенной
в работе 1101, к нулевому уровню относятся все изделия общего
применения простейшие радиоэлементы (резисторы, конденса-
торы), полупроводниковые приборы, микросхемы общего примене-
ния различного уровня интеграции, а также конструктивные эле-
менты общего применения (разъемы, штеккерные гнезда и т. д.).
К структурному уровню I — узлы, имеющие более сложную струк-
туру (элементы унифицированных промышленных систем типа
<Логика-Т», «Спектор» и т. д., печатные платы с набором простей-
ших элементов). К структурном} уровню II — унифицированные
узлы, имеющие определенное функциональное назначение (фазо-
вращатели, выдержки времени и т д.). К структурному уровню
III — аппараты, имеющие определенное целевое назначение, со-
стоящие нз определенного чисел простейших функциональных
узлов, например вентильные контакторы, регуляторы цикла
сварки.
Применение блочных конструкций оборудования, выполненного
из отдельных функциональных узлов, облегчает унификацию, по-
зволяет упростить изготовление, обслуживание и ремонт оборудо-
вания. Весьма рационально создавать универсальные функцио-
нальные узлы, которые нашли бы применение прн конструировании
с> стем управления контактных машин с различными системами
питания и управления (машины переменного тока, конденсаторные
машины, машины постоянного тока). Унификация позволила бы
организовать серийное производство отдельных, имеющих опреде-
ленное функциональное назначение аппаратов, предназначенных
глав! ым образом для наиболее широко применяемых машин пере-
380
менного тока (тиристорные контакторы, регуляторы цикла сварки).
Конструктивное исполнение аппаратов определяется их назна-
чением (аппаратура силовая или управления), характером входя-
щих в них комплектующих элементов, а также уровнем рабочих
сигналов. При этом должны быть обеспечены надежность работы
аппарата, удобство его эксплуатации и монтажа, а также мини-
мальная стоимость.
При проектировании аппаратуры управления к ее конструкции
предъявляются специфические требования, характерные для элек-
тронных схем |10|. Одним из главных вопросов, возникающих
при этом, является обеспечение помехоустойчивости. Кроме помех,
возникающих не осредственно в контактной сварочной машине
при коммутации силовых вентилей, включении электромагнитов
н т д , следует учесть помехи, появляющиеся при работе окружаю-
щего оборудования, в особенности при размещении машин в сва-
рочных цехах, в частности нз-за работы оборудования для электро-
дуговой сварки. Для устранения указанных помех необходимо
применять экранирование аппаратуры. Большое значение имеет
заземление аппаратуры. Особое внимание должно быть уделено
выполнению монтажа как внутри блоков, так н между ними. К ме-
рам, повышающим помехоустойчивость, относятся раздельная про-
кладка проводов, по которым передаются сигналы управления от
силовых проводов; экранирование проводов управления прн по-
мощи металлорукавов пли металлических труб. Очень часто по-
мехи проникают через системы питания, для их устранения приме-
няются фильтры.
Прн проектировании отдельных функционально связанных аппа-
ратов должна быть предусмотрена возможность их совместной ра-
боты. Для этого, в частности, должны быть согласованы их вход-
ные и выходные параметры. Например, входные цепи тиристорных
контакторов, а также блоков поджигания игнитронов должны
быть согласованы с выходными параметрами регуляторов цикла
сварки п т. д. Вентильные контакторы выполняются в виде пло-
ских панелей (устанавливаемых вертикально), на которых распо-
лагаются, кроме вентилей, также все вспомогательные узлы. На-
пример, па блоке тиристорных контакторов, кроме самих тиристо-
ров, находятся узлы защиты от перенапряжений и перетоков, кон-
троля его работы; гидрореле, импульсный трансформатор для
связи с регулятором цикла сварки. Электронная аппаратуре уп-
равления выполняется в виде объемных блоков, скомпонованных из
отдельных функциональных узлов Функциональные узлы должны
оканчиваться разъемом Обычно два размера узла принимаются
постоянными, третий размер выбирается кратным определенному
размеру, что облегчает компоновку блоков В качестве исполни-
тельных элементов (включение пневмоклапанов, тиристорных кон-
такторов) в сварочных машинах в основном используются транзи-
сторные ключевые усилители, в частности усилители серин «Ло
гнка-Т».
381
стыко-
Рис 8-30. Включение коммутационной
аппаратуры в схемах с низким напря-
жением
Командные аппараты сварочных машин. Конструкции командных аппа-
ратов определяется нх назначением (зажатие изделия, включение сварочного
тока и т д), характером свариваемых изделий и сварочных машин, а также
степенью механизации автоматизации сварочного цикла В тех случаях,
когда установка свариваемого изделия под электроды производится непо-
средственно сварщиком, рационально использовать ножные педали, так как
это освобождает руки сварщика. Управление при помощи ножных педалей
широко используется в универсальных точечных и шовных машинах. Нож-
ные педальные кнопки также широко применяются в универсальных
пых машинах для управления зажимами.
Кроме педальных кнопок, в сварочных машинах применяются также
пульты управления различной конструкции, как стационарные, так н под-
вижные В некоторых случаях совмещают пульт упраплепня с распредели-
тельным шка- ом располагая на нем некоторые элементы управления и сиг-
нализации В сварочном оборудовании широко применяется пристроенная
конструкция пультов, когда пульт, представляющий собой самостоятельный
узел, крепится непосредственно на станине сварочной машины. В машинах
больших габаритов, например
в машинах постоянного тока,
выпускаемых на заводе «Элек-
трик», из-за громоздкости свари-
ваемых деталей применяются
подвесные пульты При этом на-
иболее рационально использовать
стандартные подвесные пульты,
применяемые в станкостроении.
Для управления сварочными ма-
шинами, устанавливаемыми в по-
точных линиях, а также особо
громоздкими машинами исполь-
зуются отдельные выносные
пульты.
Прн проектировании пультов
управления основное внима-
ние должно быть уделено удоб-
ству обслуживания, чтобы
уменьшить утомляемость ра-
бочего. а также вероятность ошибок. Пульты управления следует размещать
на расстоянии, не превышающем 0.6 м от рабочего места сварщика. Элементы
управления должны быть установлены по высоте в пределах 1,0—1,6 м Прн
низком расположении элементов управления рекомендуется выполнять
пульты с наклонной устачо кой панелей управления Элементы управления
следует размещать так, чтобы облегчить оператору запоминание места рас-
положения отдельных элементов управления и сигнализации Например,
на пульте стыковой машины элементы, относящиеся к левому зажиму, сле-
дует устанавливать на левой части пульта, относящиеся к правому зажиму—
на правой части.
В машинах для контактной снарки широко применяется управление
нх работой путем включения командных аппаратов непосредственно па входе
элементов транзисторной логики. При этом должна быть обеспечена надеж-
ная коммутация малых напряжений и токов. Контактные устройства команд-
ных аппаратов общепромышленного исполнении, таких, как кнопки, тум-
блеры и т д , не позволяют надежно коммутировать низкие напряжения
Образующаяся на контактах окисная пленка, запыленность контактов тре-
буют достаточно высокого напряжения для пробоя и соответственно для
обеспечения контакта. По имеющимся данным, дл: обеспечения падежной
работы коммутационной аппаратуры общепромышленного исполнения тре-
буется подапать из контакты напряжение не менее >00 В. Указанным требо-
ваниям удовлетворяет схема, приведенная на рис 8 30.
Электрический монтаж. Методы монтажа электрических схем, приме-
382
данными степенями свободы. Движение исполнительного органа
может происходить в прямоугольной, цилиндрической и сфериче-
ской системах координат. Сложные роботы могут одновременно
осуществлять перемещения в этих системах координат. Число сте-
Рас 10 3. Кинематическая схема робота фирмы «Силки»
/ тележка: 2 салазкк; 3 — корпус с механизмами поворота вокруг occft V и 7.
4 — рука с механизмом поворота вокруг осн А*; 5 — захват для крепления клещей
пеней свободы движения исполнительного органа и конструкция
свариваемой детали диктуют выбор системы координат движения
исполнительного органа.
На рис 10-3 показана кинематическая схема робота фирмы
Сиякн». Движение исполнительного органа — сварочных кле-
409
щей — осуществляется в сферической системе координат. Робот
предназначен для контактной точечной сварки в труднодоступных
местах кузова автомобиля «Рено 5». До разработки этого робота
рабочему приходилось просовывать сварочные клещи через окошко
и выполнять сварку в условиях плохой видимости н в неудобном по-
ложении. Робот может выполнять следующие операции: выдв жиая
рука—подъем и опускание со скоростью до 1270 мм/с, выдвижение
и втягивание со скоростью др 760 мм/с, поворот направо или налево
на 220° со скоростью ПО ... ®/с; рабочая головка — сварочные
Рнс. 104 Кинематическая схема робота рычажного тина
/ — корпус; J — мечпнизч поворота; 3 — рычпг, 4 — механизм попорота руки 5 —
рука; б -г цилиндр апхпага; 7 — захвпт для крепления сварочных КлсщсП
клещи — поворот на 180° со скоростью ПО ... °/с, качание на
220° со скоростью НО ... ° с. Движение с нормальной скоростью
производится при массе клещей в захвате 11,3 кг, прн массе клещей
в захвате 34 кг движение, происходит с уменьшенной скоростью.
Точность перемещения ± 1 мм Захват робота может держать сва-
рочные клещи или приспособление для многоточечной сварки
Движение осуществляется гидравлическим приводом, рабочая про-
грамма записывается на магнитной ленте, находящейся в основа-
нии робота. Робот может работать по заданно!) программе или по-
лучать программные импульсы извне. Его можно подключить к
компьютеру. Производительность робота до 180 точек в минуту
Кинематическая схема рычажного робота приведена на рис. 10-4
Эта схема использована в норвежском сварочном роботе «Тральфа>
В таких конструкциях отсутствуют прямолинейные движения
Все движения исполнительного органа производятся за счет пово-
рота рычагов. Роботы такого типа имеют большую зону обслужнва
пня, но точность отработки движений невысока.
•110
Кинематическая схема робота, имеющая шесть степеней сво-
боды. показана па рис. 10-5. Движение исполнительного органа
робота осуществляется в прямоугольной, цилиндрической и сфе-
рической системах координат. Это позволяет получить высокую
степень точности установки рабочего инструмента.
Рис. 10-5. Кинематическая схема робота с шестью степенями свободы
I — тележка; 2 — эахвлт; 3 — держатель захвата 4 — руна. 5 — привод движения
руки. 6 — выдвижная часть колонки; 7 — колонка; в — механизм вращеинп колонки;
9 — коровка управления
Приведенными схемами не исчерпываются кинематические
схемы различных конструкций роботов, имеющих шесть и больше
степеней свободы. Однако большинство операций по контактной
сварке может быть выполнено роботами с шестью степенями сво-
боды. Поэтому рассмотрение более сложных схем вряд ли будет
целесообразно в данной книге
В большинстве конструкций роботов всегда имеется захват для
удержания и манипуляций с исполнительным органом (сварочные
клещи, головки для многоэлектродной сварки и т. д.). Но сущест-
вует ряд конструкций манипуляторов-автоматов, в которых ра-
бочий орган непосредственно встроен в конструкцию, обеспечи-
411
вающую все степени свободы движения рабочего инструмента, не-
обходимые для контактной сварки. В качестве примера такой кон-
струкции манипулятора-робота можно привести конструкцию че-
Рис. 10-6 Кинематическая схема четырехоссвого автомата фирмы ARO
/ основание; 2 — механизм перемещения по осн Л' (цспноП нлн реечный), 3 — меха
низм перемещения по вертикали 4 — головка для закреплении клещей с механизмом
поворота вокруг осн X; 5 — механизм перемещения вдоль оси У
тырехосевого автомата фирмы ARO, предназначенного для кон-
тактной точечной сварки вдоль линий, находящихся в трех изме-
рениях. Сварка производится клещами различного типа. Трое са-
лазок, расположенных в прямоугольной системе координат, по-
412
зволяют установить сварочные клеит С- или ll-образного типа
в любой заданной позиции. Поворот клещей в своем суппорте дает
четвертую степень свободы. Совокупность всех механических пе-
ремещений может быть запрограммирована в любой необходимой
последовательности, соответствующей выполнению необходимых
точек сварки. Все операции закладываются в память автомата,
выполненную на перфоленте с восемью каналами. Программа мо-
жет разрабатываться различными методами, в том числе и при по-
мощи нмнтаторз с ручным управлением. На рнс. 10-6 показана
кинематическая схема четырехосевого автомата АНО, а ниже при-
ведены его технические данные:
Максимальная масса рабочего ин-
струмента . ... 100 кг
Точность позиции на рабочем месте ±1 мм
Средняя скорость перемещения по
трем осям ......................18 м/мпи
Максимальная скорость перемеще-
ния ио трем осям . . . . 22 ы/мин
Максимальная скорость вращения
суппорта клещей ............ . 90 ... 7с
М енмалыюе отклонение праишю-
щего суппорта клещей 450°
Хол
по осп А' . 250 мм
по оси Y .................. 820 мм
по осн Z . . . 500 мм
Вся]'схема управления автомата расположена в отдельном
шкафу.
10-3 СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ РОБОТОВ
Система управления робота должна обеспечить дви-
жение рабочего органа по заданной программе, необходимой для
выполнения той или иной операции. Программа может быть жест-
кой или гибкой. Системы управления, работающие по жесткой
программе, разделяются на цикловые, позиционные, контурные
и контурно-позиционные. Работа робота по гибкой программе пре-
дусматривает наличие в программе большого объема памяти и воз-
можность управления роботом от ЭВМ
Цикловые системы управления нашли применение в промыш-
ленных роботах с ограниченным числом остановок, которые можно
осуществлять концевыми выключателями или переналаживаемыми
жесткими упорами. Они могут выполняться как на электронных,
так и пневматических или гидравлических схемах.
Позиционные системы управления используются в промышлен-
ных робо ах, имеющих большую универсальность и требующих
для своей работы большого объема памяти. Каждая позиция сов-
местно с дополнительными командами или сигналами блокировоч-
ных цепей записывается в блоках памяти. Система позволяет обес-
печить высокую точность отработки роботом заданной программы,
413
нс зависящую от установки жестких упоров. Роботы с позицион-
ными системами имеют устройства для обучения.
Контурные системы управления применяются в роботах, осу-
ществляющих непрерывное нлн с остановками движение по задан-
ному контуру. Они также имеют устро! ства для обучения робота.
Одной из основных характеристик робота является способ его
программирования, так как он во многом определяет сложность
и время введения программы. Это особенно ( щественно, когда
возникает необходимость корректировки или составлении новой
программы при переходе с < кого изделия на другое.
Схема робота, представленная на рис. 10-7, состоит нз следую-
щих основных частей: задания программы; источника управляю-
щих сигналов для связи шагов программы с программой управле-
ния и для выдачи путевой информации, включая оси и направле-
ния, а также команды; элементов сравнения заданных и фактиче-
ских величин путевых информаций, блоков памяти для хранения
программных команд и информации процессов. Кроме того, могут
иметься специальные блоки для хранения подчиненных программ
с большим числом команд (например, для «пространственных» про-
грамм). Такне блоки могут найти применение для вычисления про-
межуточных координат по запрограммированным и грубо заданным
опорным пунктам путей.
Чтобы робот по своей эффективности ис уступал специализиро-
ванным автоматам, он должен отличаться универсальностью —
по окончании заданной программы легко перестраиваться на вы-
полнение новой. Это особенно существенно для сварочных роботов,
предназначенных для контактной точечной сварки изделий со слож-
ным контуром.
Из двух способов внесения программы — по чертежу или на
рабочем месте вручную — наиболее приемлемым для сварочных
роботов оказался второй. Пользуясь выносным пультом, опера-
тор выполняет задаваемый технологический цикл, управляя вруч-
ную рабочим инструментом — сварочными клещами. При этом
перемещения инструмента автоматически фиксируются в запоми-
нающем устройстве. Простота обучения сварочного робота должна
сочетаться с достаточной точностью позиционирования. Отклонения
в расстановке точек при контактной точечной сварке определяются
точностью позиц юннровання робота, точностью размещения сва-
р> ваемой детали и точностью, реализуемой при обучении робота.
Первые две операции обусловливаются конструкцией робота
и фиксирующих устройств, так как сварка производится при
жестко закрепленных деталях. Они должны быть учтены при про-
ектировании робота и фиксирующих устройств, на конструкцию
которых влияют, особенно в роботах, не имеющих обратных свя-
зей на положение детали, допуски на изготовление свариваемых
конструкций.
Принимая нормальный закон распределения погрешностей по-
зиционирования робота, погрешностей заготовки и фиксации де-
414
талей, можно вывести достаточно простую и удобную формулу для
расчета допустимых пределов погрешностей варианта точного про-
граммирования:
N= 1 — [2Ф0(/1/У)п]] 100, (10-1)
где Л’ — допустимые пределы погрешностей точного программиро-
вания, °. , Ф0 = Ф0(5)=—fe-1’d/; Л—допуск на расста-
] 2л о
новку точек; У = ) о* 4-ц1— средняя квадратическая полная
погрешность; i]=| £s4-vs—погрешность расположения шва;
Рис. 10-7 Схема упраплснпя роботом
О — ввод программы; / —обработка программы к выдача команд: 2 —хрлшпгль па-
мяти {2а для хранения подпрограммы с большим числом звданпП); 3 — механизм уп-
равления 4 — интерполятор для вычисления координат промежуточных значений по
запрограммированным н грубо заданным опорным пунктам траекторий движения рабо-
чего органа; 5 — ернэннпвтель; 6 — система измерения пути; 7 — привод рабочего ор-
гана; 8 ~~ устроЛстпо для обеспечения заданного движения рабочего органа; J — дат
чики 10 — передачи перемещения исполнительного орган i. Сплошные липки — взаи-
мосвязи пря работе поаадпнной программе, штриховые — координирующие взаимосвязи,
пунктирные — взаимосвязи прн обучении робота
а — средняя квадратическая погрешность позиционирования ро-
бота; | — средняя квадратическая погрешность изготовления де-
тали; v — средняя квадратическая погрешность фиксации детали;
п — число свариваемых точек.
Вариант обучения робота но реальной детали характеризуется
уравнением
Wo -11 - 1Ф0 (Ss) - Ф„ (SJfl 100, (10-2)
где No — допустимая точность расположения соединяемых заго-
товок, если задан допуск на размещение свариваемых точек Л и из-
вестна точность позиционирования робота о, %; Sj = — (/i f- Е) У
и Ss= (h—l) У — отношение фактических погрешностей к средней
квадратической ii<Miioii погрешности; £ = %)—срединное от-
415
кл о пение погрешности расположения летали; п — число свари-
ваемых точек.
Введя относительную величину а = -ц!а и обозначив So —
= ft/о, можно получить удобные для расчета формулы:
$,=----<?. = — s° -fl—1g.) (10-3)
I 1-}-аг x 3S0J |' 14- aa ч 3Soz
На рис. 10-8 на основании формул (10-1) и (10-2) построены гра-
фики зависимости W = F(/i J на = F (/Vo) при различном числе
точек п и параметре So = 7.
Рис. 10 8. Графики зависимости, и — процента брака установки точек; б—
относительного допуска на расположение детали прн сварке
Средняя квадратическая погрешность определяется по этим
кривым следующим образом. Задаваясь процентом брака при за-
данном числе точек, по кривой рнс. 10-8, а находят граничное от-
ношение допуска h к средней квадратической полной погрешности
а именно С = ЛЛ\ Принимая средине квадратические погреш-
ности о = 5 = V, получают
<i-£- v -—77^. (10-4)
С ИЗ
Если известно значение <т, расчет производят с учетом кривой
рис. 10-8, б.
Задаваясь значениями А/о и п, ио кривой определяют значение
а = т)/о и рассчитывают величину ц = ал. Затем по формуле V =
— J а2-}-»]3 вычисляют среднюю квадратическую полную по-
грешность и по заданному допуску расположения точек Л находят
коэффициент С, а по нему, по кривой рнс. 10-8, а, определяют
допустимый пропин брака.
416
Если полученный процент брака выше заданного, принимают
меры к уменьшению погрешностей £ и v или применяют робот с кор-
ректирующей системой слежения ио свариваемой летали.
Приведенный метод расчета не учитывает степени точности,
реализуемой прн обучении робота. Поэтому результаты расчета
получаются заниженными по сравнению с действительными вели-
чинами. Однако и такой приближенный метод расчета позволяет
сделать выводы, что пограииюсти позиционирования и расположе-
ния детали иод сварку должны быть иа порядок меньше допуска
иа рг метение сварных точек. Обучение робота должно вестись
иа точной модели детали, а не на случайных заготовках.
Вопросы точности позиционирования при обучении робота за-
висят от многих факторов, которые необходимо учитывать при про-
ектировании. Высокий темп движений механизмов робота при вы-
полнении сварки обеспечивается одновременным перемещением
инструмента по нескольким координатам, которое осуществить
человеку в заданном темпе трудно Поэтому обучение робота ве-
дется в замедленном темпе, а для этого необходимо, чтобы динами-
ческие свойства робота в режиме ручного управления согласовы-
вались с возможностями человека-оператора. Точно так же выпол-
нение сварных швов по пространственной кривой требует одновре-
менного перемещения рабочего органа по нескольким координатам,
что также трудно выполнимо человеком. Поэтому в ряде случаев
необходимы специальные средства, позволяющие оператору осу-
ществлять движения по требуемым координатам.
Следует учитывать, что перемещение сварочных клещей или
другого инструмента, закрепленного в захвате робота, не всегда
соответствует движениям, сообщаемым человеком рукоятке руч-
ного управления. Выбор наиболее правильных и рациональных
движений во многом зависит от опытности оператора. В ряде слу-
чаев для облегчения обучения сложного робота со многими степе-
нями свободы разрабатывают системы управления с промежуточ-
ной памятью позволяющей осуществить обучение раздельно по
координатам в любой последовательности.
Суть этого способа заключается в том, что информация о пере-
мещениях поступает последовательно во вспомогательный накопи-
тель, где фиксируется конечный результат изменения позиции.
После окончания перемещений информация переводится в запоми-
нающее устройство роботв одновременно по всем управляемым ко-
ординатам в кодированном виде. Наиболее перспективной системой
управления сварочных роботов является управление от перфоленты,
которая прн автоматизации сварки рассматривается как наиболее
универсальный и перспективный программоноситель, позволяю-
щий задавать большое число технологических параметров и доста-
точно просто корректировать программу после сварки первых
образцов.
Вопросы кодирования информации и схемных решений роботов
для контактной сварки должны решаться с учетом достижений.
417
полученных при разработке общепромышленных роботов для раз-
личных отраслей промышленности. Это даст возможность широко
использовать различные узлы и детали общепромышленных робо-
тов, ускорить решение вопросов создания специализированных
роботов для контактной сварки.
10-4. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ОБОСНОВАНИЯ
РАЗРАБОТКИ РОБОТОВ
Экономический эффект применения роботов опре-
деляется повышением производительности труда, улучшением ка-
чества продукции п экономией заработной платы. Наряду с этим
робот позволяет освободить человека от тяжелого ручного труда,
улучшить условия и культуру производства. Все эти положитель-
ные факторы должны быть подкреплены экономической целесооб-
разностью применения роботов.
Основными параметрами, определяющими экономическую целе-
сообразность применения роботов, являются: время окупаемости
робота О; срок возмещения капиталовложений К н ожидаемая эко-
номическая эффективность Э.
Время окупаемости робота рассчитывается по формуле
0=——, (10-5)
Эт- р
где Ср — стоимость робота и оснастки; Эх — годовая экономия
труда; Эр — годовые эксплуатационные расходы.
С учетом пронзводительносп робота и стоимости технологиче-
ского оборудования, обслуживаемого роботом, формула (10-5)
прнмет^внд
где Ст - стоимость технологического оборудования, обслуживае-
мого роботом, g — к эффициент, определяющий, насколько ро-
бот работает быстрее или медленнее оператора.
Срок возмещения капиталовложений К зависит от степени на-
дежности н долговечности робота Он определяется нормой аморти-
зационных отчислений.
Ожидаемая экономическая эффектнвноснть является разностью
годовых затрат на заменяемый технологический процесс и внедрен-
рый робот.
Существует и другая методика расчета экономической эффек-
тивности внедрения роботов. В ней расчет экономического эффекта
ведется на стадии проектирования и внедрения. Расчет на стадии
проектирования ведется для сравнения с существующими анало-
гами, расчет иа стадии внедрения — для сравнения эффективности
замены существующего технологического процесса сварочным ро-
ботом.
418
В первом случае сравниваемыми параметрами являются мини-
мумы одовых приведенных затрат:
П=С1 + ЕиК1, (Ю-7)
где Ci — годовые эксплуатационные затраты (себестоимость про-
дукции по изменяющимся статьям) по <-му варианту, Ki — едино-
временные капитальные вложения по i-му варианту Е„ — норма-
тивный коэффициент экономической эффективности капитальных
вложений (не ниже 0,12).
Во втором случае годовой экономический эффект определяется
как разность годовых приведенных затрат на заменяемый в внедрен-
ный с помощью робота процессы
Э=(С,+EuKi) - (Ct+ЕиКг), (10-8)
где Ct и Ct — годовые эксплуатационные затраты на заменяемый
н внедренный процессы; и Kt — единовременные капитальные
вложения на заменяемый и внедренный процессы
Экономия живого труда определяется ростом его производи-
тельности р и числом относительно высвобождаемых рабочих Вр.
Эти показатели рассчитываются по формулам:
р = —; = (Ю-9)
где lt и lt — трудоемкость единицы изделия, изготовляемой на
базовой технологии и с использованием робота; Л/г — годовая про-
грамма выпуска изделий; Фр — годовой полезный фонд рабочего
времени.
В приведенных формулах не .учитывается народнохозяйствен-
ный эффект высвобождения рабочей силы н возможности исполь-
зования ее иа более квалифицированных работах, а также сокра-
щение расхода на обучение низкоквалифицированных рабочих,
освобождаемых при внедрении робота.
Приведенные экономические расчеты при внедрении сварочных
роботов в автомобилестроении показали, что стоимость сварочных
работ снизится на 50—60%, производительность труда возрастет
в 1,5—2 раза, годовой экономический эффект составит 3,7 тыс. руб
на каждый внедренный робот, а дополнительные капиталовложе-
ния окупятся в течение четырех лет.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
I. Белов Л Б. Коро гаев Н В. Система автомата геской
стабилизации напряжения (< ЛСН) на батарее конденсаторов в сварочных
конденсаторных машинах.— ЭП. Электросварка, 1974, № 3.
2. Белов Л. Б., Серов А. А. Применение элементов «Логика-Т» в аппа-
ратуре управления сварочными конденсаторными машинами.— ЭП. Элек-
тросварка, 1973. № 2
3. Белов А. Б. Условия параллельно!) работы тиристоров в схемах
сварочных конденсаторных машин.— ЭП. Электросварка, 1976, № 4.
4. Белов А. Б., Смирнов Н. Я- Применение тиристоров в силовых це-
пях сварочных конденсаторных машин.— ЭП. Электросварка, 1976, .Ve 1.
5. Белянин П. Н. Промышленные роботы.— М.: Машиностроение, 1975.
6. Бо ослов кий А. С. Силовые полупроводниковые выпрямители.—
М.: Воениздат, 1965.
7. Бокштейн О. Н., Канин А. М. Оборудование для контактной сварки
постоянным током.— Л.: Энергия, 1976.
8. Брон О. Б. Электрические аппараты с водяным охлаждением.— Л.:
Энергия, 1967.
9. ВлтавскиЯ М. Распределение и величина тока при многоточечной
контактной сварке.— Zvaranie, 1964, Хе 9.
10. Гелль П. П., Иванов-Еснповкч Н. К. Конструирование радиоэлек-
тронной аппаратуры.— М.: Энергия, 1972.
11. Генгенбах О. Вторичная цепь контактных сварочных машин.— В кн.:
Доклады 5-й Штгтгартск й специальной конференции по технике контакт-
ной сварки.— Штутгарт: 1962.
12. Генгенбах О., Зиндельфинген В. Расчет электрических величии во
вторичкой цепи точечных сварочных устройств.— Schweissen und Schnciden,
1964, т. 16, вып. 2.
13. Даниленко А. П.. Шевелев Е. М. Применение цифровых интеграль-
ных микросхем в системах управления электросварочным оборудованием -
ЭП. Электросварка. 1976, № I.
11. Евдокимов Ф. Е. Теоретические основы электротехники.— М.:
Высшая школа, 1975.
15. Зайцев М. П., Блинов И. М-, Соколова Г В. Тиристорный контак-
тор КТ-1 для контактных сварочных машин.— ЭП. Электросварка, 1974,
.Ns 3.
16. Зайцев М. П., Блинов И. М-, Соколова Г. В. Тиристорные контакторы
типов КТ-02У4. КТ-ОЗУ4, КТ-01У4 для контактных сварочных машин.—
ЭП. Электросварка. 1975, .Ns 3.
17. Зотиков Р. М., Чулошников П. Л. Машина МШВ-1601 для контакт-
ной шовной сварки.— Сварочное производство, 1976, № 7.
18. Зотиков Р. М. Машина МШМ-1 для контактной шовной сварки.—
Сварочное производство. 1976, А 9.
19. Ицхокн А. С. Овчинников Н И. Импульсные и цифровые устрой-
ства.— М.: Советское радио, 1973.
20. Калантаров П. Л., Цейтлин Л. А. Расчет индуктивностей.— Л.:
Энергия, 1970.
21. Кан К Н Николаевич А. Ф., (Ванников В. М. Механическая проч-
ность эпоксидной изоляции.— Л.: Энергия, 1973.
22. Кнсельииков В. Б., Чнков Е. Г. Пневматические системы много-
электродных машин.— ЭП. Электросварка, 1975, № 3.
420
23. Клесс К Эчектрические рабочие характеристики машин для кон-
тактной сварки давлением.— Schwcissen und Sclineiden, 1976, вып. I.
24 Ком арче» А. И, Особенности инженерного расчета разрядной цени
конденсаторных машин для контактной сварки.— ЭП Электросварка,
1971, № 8.
25 Конструирование силовых полупроводниковых преобразовательных
агрегатов/С. Р. Резпнскпй, В. С. Лабковский, И. X. Евзеров, И И. Фейгель-
ыан, В. М. Венделвнд.— М.: Энергия, 1973.
26. Микроэлектроника и полупротыииковые приборы: |Сб. статей/Под
ред. А. А. Васеикова и Я- А. Федотова). — М.: Советское радио, 1978.
27. Основы кабельной техники В. А Прнвезеииев. И. 11. Гродисп,
С. Д. Холодный. И. Б. Рязанов.— М-: Энергия, 1975.
28. Патон Б. Е., Лебедев В. К. Электрооборудование для контактной
сварки.— М.: .Машиностроение, 1969.
29. Патон Б. Е., Спыну Г. А., Тимошенко В. Г. Промышленные роботы
для сварки.— Киев: Наукова Думка, 1977.
30. Рабинерсон А. А., Ашкиназн Г. А. Режимы нагрузок силовых полу-
проводниковых приборов:— М.: Энергия, 1976.
31. Рстшер Ф. Детали машин: В 2-х т — М.; Л. Госмашметпздат. 1933
32. Рыськова 3. А. Трансформаторы для электрической контактной
сварки —Л.: Энергия. 1975.
33. Севбо П. И. Комбинированные машины для сварочною производ-
ства. Киев- На кова Думка, 1975.
34- Севбо П. И. Комплексная механизация и автоматизация сварочного
производства — Киев. Техника, 1974.
35. Силовые полупроводниковые приборы (Справочник)/О. Г. Чебов-
cKiifi, Л. Г. Моисеев. Ю. В. Сахаров.— М.: Энергия, 1975.
36. Ситник Н. X., Шурупов Г. Н. Силовые кремниевые вентильные
блоки.— М.: Энергия, 1972.
37. Тимошенко С. П. Сопротивление материалов: В 2-х т.— М.: Наука.
1965.
38. Холявский Г Б. Расчет электродинамических усилий в электриче-
ских аппаратах,— М.; Л.: Госэнергоиздат. 1962.
39. Чернавский С. А. Подшипники скольжения.— М.: Машгиз, 1963.
40. Mbrlng W. Angewandle Strdmungslehre.— Dresden: Verlag Stein-
koplf, 1970.
41. Berg G. Einfiihruiig in die Hydraulik.— Berlin: Verlag Technik. 1974.
42. Bochman F. Statik Im Bauwescn Bd. I, 2 und 3 — Berlin Verlag
fur Bauwesen, 1977
43. Christian W. Tecliuische Warmelehre.— Leipzig: Bergakademie-
Verlag. 1963
44. Dietrich G und Stahl H. Matrizen und Determinanten und Hire An-
wendung in Tcchnik und Okonomie.— Leipzig: Fachbuchverlag. 1966.
45. Falten H. Technischc Warmelehre.— Berlin: Akademie-Verlag, 1961.
46. Heide H. Praktische Statik naeh Gross, Steinman und Kanl.— Leip-
zig: Teubner Vcrlag, 1966.
47. Korner W. Physik — Fundament dec Technik.— Leipzig: Fachbuch-
veriag. 1973.
48. Neumann A. Schweisslechnislies llandbuch fur Konstrukteure.—
Berlin Verlag Technik, 1963.
49. Niemann G. Mascliinenelemente. Bd. I und 2.— Berlin, Gottingen,
Heidelberg: Springervcrlag, I960.
50. Salje E E emente der spannenden Werkzeugmaschinen — Miin hen
C. Hansen Verlag. 1968.
51. Schllker G. Pneumatlk Im Maschlnenbau.— Berlin Verlag Technik,
1975.
52. Taschenbuch fur Maschlnenbau. Bd. I, 2 und 3.— Berlin: Verlag
Technik. 1975.
53. Zeltschrlfl.Maschlncnbautechnlk. Jahrc I960. . . 1977.— Berlin: Vcr-
lag—Technik.
42i
ОГЛАВЛЕНИЕ
ПРЕД! 1СЛОВИЕ . ........... ..............
глава первая. OlilUllIi СВЕДЕНИЯ ПО МАШИНАМ KOi IT\KIT IOI | 3
СВАРКИ ........................................... 5
1-1 Область применения различных типов машин ...........—
1-2. Классификация машин для различных актов контактной
сварки ........................................... 6
1-3. Режимы работы.................................... 7
1-4. Технические требования, предъявляемые к машинам контакт-
ной сварки........................................ 9
I-S Техинко-экопомпческпе показатели машин контактной сварки II
1-6. Схемы питания и технологические возможности машин . . 15
1-7. Рабочий инструмент контактных машин..............20
глава вторая. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ КИНЕМАТИЧЕСКИЕ СХЕМЫ
МАШИН .................................................... . 23
2-1. Обшне сведения...................... . . ..............—
2-2. Корпуса и станины машин контактной сварки...............25
2-3. Приводы усилия и направляющие контактных машин . . 26
2-4. Зажимы стыковых машин...................................33
2-5. Привод вращения роликов шовных машин................... 35
глава третья КОНСТРУКЦИЯ и РАСЧЕТ МЕХАНИЧЕСКИХ УЗЛОВ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ .................................36
3-1. Резьбовые соединения...........................
3-2. Сварные соединения . . ......................46
3-3 Метод Кросса и его приложение к расчету станин машин кон-
тактной сварки................................. .... 55
3-4 Машины то1ечные многоэлектродиые МТМ-50 и МТ М-56 н их
станина .........................................67
3-5. Принцип виртуальных сил и его приложения к отысканию де-
формаций .... . . ...... 70
3-6 Расчет консолей сварочных машин .......... 80
3-7. Машина МШВ-6301-2.......................... ... 88
глава ЧЕ1ВЕНАЯ ПНЕВМО- И I ПДРОПРИВОДЫ КОНТАКТНЫХ МА-
ШИН ......................................................92
4-1 Пневматические приводы контактных машин...........—
4-2 Гидравлические приводы контактных машин . . . . 108
глава пятая РАСЧЕТ СИЛОВЫХ ЦЕПЕЙ МАШИН КОНТАКТНОЙ
СВАРКИ..................................................123
5-1. Общие сведения ..................................—
5-2 Расчет сварочного тока и характеристик однофазных кон-
тактных машин переменного тока................ .124
5-3. Характеристики однофазных пашни переменного тока в отно-
«2
тигельных единицах . . ...................... . . 128
5-4. Расчет сварочного тока однофпчных Mamiiii контактной спаркн
с игнитронными или тиристорными прерывателями . . 132
5-5. Расчет первичного и вторичного номинального напряжении
сварочных трансформаторов однофазных машин контактной
сварки ..............................................137
5-6. Расчет сварочных цепей при сварке детален от нескольких
трансформаторов ....................................14-1
5-7. асчет силовых цепей конденсаторных машин................146
5 8. Расчет силовых цепей машин с выпрямлением тока на стороне
низшего напряжения........................................154
5-9. Расчет коэффициента мощности контактных машин с регули-
рованием сварочного тока углом управления управляемого
вентиля .............................................. . 166
глава шестая РАСЧЕТ ВТОРИЧНОГО КОНТУРА МАШИН КОН-
ТАКТПОП СВАРКИ...............................................*168
6-1 Общие^ сведения.............................................—
6-2. Конструкции вторичных контуров машин контактной сварки —
6-3. Расчет еченнй н нагрева вторичного контура . . . . 172
6-4. Сопротивление вторичного контура . . '............. . 185
6-5 Расчет акп вного сопротивления вторичного контура . . . 186
6-6 Расчет коэффициента поверхностного эффекта . , . 190
6-7. Расчет сопротпвле iин контактных соединении . 195
6-8. Расчет активного сопротивления деталей............ . . 198
6-9. Расчет индуктивного сопротивления вторичного контура . 208
6-10. Расчет коэффициента самоиндукции бпфнлярпых кабелей
н двухжильных провод >в с расщепленными жилами .... 217
6-11 Влияние магнитных масс^кор! уса на активное н индуктивное
сопротивления контура *..................................... 221
6-12. Влияние магнитных масс свариваемых деталей на активное
и индуктивное сопротивления контура.....................230
6-13 Сопротивление вторичного контура при других частотах . . 235
6-14 Расчет электродинамических усилий в токонедущнх элемен-
тах вторичного контура ................................ 236
6-15 Расчет скользящих контактов............................ 239
6-16. Расчет силовых выпрямительных блоков машин контактной
сварки с выпрямленном тока на стороне низшего напряже-
ния ................................................252
глава седьмая ТРАНСФОРМАТОРЫ МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ 268
7-1. Особенности конструкций трансформаторов...................—
7-2 Магнитные системы трансформаторов . ..... 269
7-3 Обмотки трансформаторов 270
7-4 Схемы соединения первн ных обмоток трансформаторов . 274
7-5. Расчет распределения числа витков первичной обмотки транс-
форматора по ступеням для различных схем регулирования 277
7-6 Расчет однофазных трансформаторов . . 279
7-7. Расчет специальных трансформаторов машни контактной
сварки .............................................. . 310
7-8 Механические расчеты узлов трансформаторов . . . 317
глава восьмая. ВКЛЮЧАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА И АППАРАТУРА УП-
РАВЛЕНИЯ МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ . . 328
8-1 Общие сведения..............................................—
8-2. Контакторы и прерыватель ........................... . 330
8-3. Элементы аппаратуры управления...................... . 345
8-4 Регуляторы цикла* сваркн . . . ..............350
423
8-5. Электрические схемы конденсаторных манит 358
8-6. Электрические схемы машин постоянного тока ........372
8-7. Конструктивные элементы электрических схем 380
глав* девятая МНОГОЭЛЕКТРОДПЫЕ МАШИНЫ И ПОТОЧНЫЕ
ЛИНИН . 384
9-1. Общие сведения.......................................—
9-2. Технпко-экопомическне показатели ыиогоэлектродиых машин
и поточных линий....................................386
9-3. Расчет производительности и ПВ mbiiiiiijm..........390
9-4. Токоиодвод к свариваемым изделиям................. 392
9-5. Расчет сварочных токон при многоэлектродиой сварке . . . 397
9-6. Элементы конструкций машин . .................... 402
глава десятая С1ИРОЧПЫЕ РОБОТЫ . . .. ..406
10-1 Общие сведен пя......................................—
10-2. Особенности конструкций сварочных роботов.........407
10-3. Системы управления роботов........................412
10-4 Технико-экоиом тческие обоснования разработки роботов . 418
Список литературы.............................................. 420
ЛЕОНИД ВИКТОРОВИЧ ГЛЕБОВ
НИКОЛАЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ ПЕСКАРЕВ
ДАНИИЛ САМОЙЛОВИЧ ОАЙГЕНБАУМ
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ
МАШИН КОНТАКТНОЙ СВАРКИ
Редактор Л. М. Пархоменко
Худ жестве ный редактор Д. Р Степанович
Технический редактор А Г. Рябкина
Корректор А Н. Акимов
Переплет художника Г. Р Смирнова
НБ № 87 («Энергиях)
Сланоп «вор 14 07.81. Подписано в печать 3.11 81. .4-42602
Формат 60 X 90 7,^ Бумага типографская Ml. Гарнитура
литературная. Высокая печать Усл печл. 26,8. Уч изд л.
29.04 Тараж 7000 акз Заказ 1429, Цена I р 90 к.
Эпергопздат. Ленинградское отделение. 191041. Ленинград.
Марсово поле. I
Ленинградская типография №4 ордена Трудового Красного
Знамени Лени радск объединения «тех гчаская книга»
им. Евгении Соколовой Союзполиграфпрома при Государ-
ственном к мятете СССР по делам издательств. поли аф<н
н книжной торговли. 191126 Ленинград. Социалистическая
ул. 14.
ББК 31.26
Г S3
УДК 621.791.76 : 621.313
Рецензент Н. Л. Соснин
ЯГ^ГЬ Г Т* Л 4F*
Глебов Л. В. н др.
Г 53 Расчет и конструирование машин контактной сварки/
Л В. Глебов, Н. А. Пескарей, Д. С. Файгенбаум.— 2-е изд.,
перераб. н доп.— Л.: Энергоиздат. Леиннгр. отд-ние, 1981.—
424 с , нл.
В nep I р 90 к.
Приведены методы расчета узлов н деталей контактных машин, рассмотрены
конструкции мехам» ческах узлов ясоматачесиме гидравлические и влектрнче
екке схемы у прав л си ли циклом сверки Первое издание вышло в [96В г В на*
стоящем нздаиин нашли отражение новые принципиальные решения а ироектиро
пении я изготовлении мпшнк контактной сварки а сняли с применением новых на
теривлов и аппаратуры управлении.
Книга предназначена для нижеиериотехиическнх работников, занятых
проектировавкем в производством машин коитактноП сварки, к может быть по
лезна студентом вузов и техникумов соответствующих специальностей
Г *051(01)—81 ,,7~81 (э>- 2302030000
ББК 31.26
6П2. 1.081
g; Энергоиздат, 1981