Текст
И ’ Я • Р А Б И Н О В И Ч
ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ ДУГОВОЙ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
с»л«»
источники
ПИТАНИЯ ДУГ
м
II. я. |»Л Б1ШОВИЧ
ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ ДУГОВОЙ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
СВАРКИ
ИСТОЧНИКИ ПИТАНИЯ ДУГИ
Допущено Министерством высшего образования СССР
в качестве учебного пособия
для машиностроительных и политехнических вузов
МАШГИЗ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 1958
В книге изложены основы теории, дается описание
схем и конструкций типовых источников питания дуги
переменного и постоянного тока при ручной и автомати-
ческой сварке. Приводятся основные правила устройства
и эксплуатации электротехнических установок для
дуговой сварки.
Книга является учебным пособием по курсу источ-
ников питания дуги для сварочных специальностей ма-
шиностроительных и политехнических вузов. Материалы
книги могут быть использованы инженерно-техническими
работниками в области сварки для выбора и рациональ-
ной эксплуатации электросварочного оборудования, а
также при разработке новых и усовершенствовании су-
ществующих источников питания дуги.
Рецензенты: канд. техн, наук О. Н. Браткова и кафедра „Оборудование
и технология сварочного производства* Уральского политехнического
института имени С. М. Кирова
Редактор канд. техн, наук В. М. Щитова
Редакция литературы по тяжелому машиностроению
Зав. редакцией инж. С. Я- ГОЛОВИН
ПРЕДИСЛОВИЕ
Одной из основ прогресса сварочной техники является развитие
электросварочного машиностроения. За последние 15 лет в СССР
были достигнуты значительные успехи в создании новых способов
сварки и новых типов электросварочного оборудования, причем
взаимосвязь между развитием технологических процессов сварки
и подъемом технического уровня электросварочного машинострое-
ния стала за эти годы еще более тесной.
Поэтому изучение, освоение и эффективное использование источ-
ников питания дуги, являющихся основным типом оборудования
для ручной и автоматической дуговой сварки, имеют большое зна-
чение для успешного развития сварочной техники и подготовки
инженерно-технических кадров по сварке.
Содержание и методика изложения материала в книге в основном
соответствуют структуре и программе курса источников питания
для дуговой сварки, читаемого для сварочных специальностей
машиностроительных вузов.
Описание принципа действия и конструкции сварочных автома-
тов обычно входит в состав отдельного курса автоматической сварки.
Поэтому в данной книге принципы действия сварочных автоматов
и их характеристики изложены лишь в объеме, необходимом для
выявления особенностей совместной работы источников питания
и сварочных автоматов и определения требований к источникам
питания дуги при автоматической сварке.
Главное внимание в книге обращено на изложение принципа!
действия, теории и основных свойств источников питания и их
соответствия требованиям и особенностям технологического про-
цесса дуговой сварки. Вопросы расчета и конструкции оборудования
излагаются в книге лишь в той, степени, в какой они необходимы
специалисту по сварке для правильного выбора типа, мощности %
методов настройки режима источника питания и наиболее эффектив-
ной его эксплуатации.
Материалы книги могут быть также использованы при разработке
новых и усовершенствовании существующих типов источников
питания.
В соответствии с указанной структурой и целевым назначением
курса источников питания материал книги разбит на четыре раздела.
В первом разделе рассмотрены характеристики и свойства сва-
рочной дуги как потребителя электрической энергии и обоснованы
1*
4
Предисловие
требования к источникам питания. Материалы этого раздела увязаны
с вопросами технологии дуговой сварки, которые подробно изла-
гаются в соответствующих разделах курсов теории и технологии
сварочных процессов.
В последующих двух разделах излагаются теория работы и основ-
ные свойства типовых источников питания дуги переменного и по-
стоянного тока, нашедших широкое применение как в СССР, так
и за границей, а также приводятся описание их конструкции и основ-
ные технические данные.
В качестве основного критерия сравнительной оценки различ-
ных систем источников питания дуги принято соответствие их свойств
требованиям технологического процесса сварки, сформулирован-
ным в первом разделе.
В заключительном, четвертом разделе книги приведены основные
правила устройства и эксплуатации электротехнических установок
для дуговой сварки, выполнение которых необходимо для эффек-
тивного использования оборудования и обеспечения условий повы-
шения производительности и качества сварочных работ.
При изложении основных вопросов теории автором было введено
понятие полного эквивалентного сопротивления схемы питания,
позволившее обосновать и применить единый метод анализа явлений
во всех типовых источниках питания независимо от их схемы и кон-
струкции.
В соответствии с принятым методом анализа различные схемы
источников литания и принцип их действия рассматриваются как
разновидности общего принципа действия, отличающиеся лишь
Способом формования внешней характеристики и методами на-
стройки режима путем регулирования напряжения холостого хода
и изменения полного эквивалентного сопротивления источника
Питания. Применение единого метода анализа разнообразных схем
источников питания должно способствовать усвоению материала
и использованию его в практике.
При написании книги были использованы и обобщены как мате-
риалы ряда работ ведущих предприятий и научных учреждений
в области сварки (завод «Электрик», ВНИИЭСО, Академия наук
•СССР, Институт электросварки АН УССР, МВТУ имени Баумана,
ЦНИИТМАШ, НИАТ, Уральский политехнический институт, Ленин-
градский политехнический институт и др.), так и результаты личных
научно-исследовательских и методических работ автора. Ряд вопро-
сов теории источников питания дуги был разработан или развит
.автором в связи с написанием данной книги, как например, мате-
риалы, изложенные в главах III (§2, 3, 4), VIII, X, XIII, XIV и др.
ВВЕДЕНИЕ
КРАТКИЙ ОЧЕРК РАЗВИТИЯ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
Электрическая дуговая сварка широко применяется во всех
отраслях народного хозяйства, как один из наиболее совершенных
способов соединения различных металлов и сплавов.
В настоящее время при помощи дуговой сварки изготовляются
изделия из металла толщиной от нескольких десятых долей милли-
метра до сотен миллиметров. Мощность сварочных установок и ре-
жимы дуговой сварки, в соответствии с разнообразием ее применения,
также изменяются в широких пределах: от нескольких сотен ватт
до сотен киловатт при токах от 15 до 2500 а и напряжении дуги от
15 до 60 в.
Развитие электрической дуговой сварки с самого ее возникнове-
ния потребовало разработки и создания специального электрообо-
рудования для питания дуги и автоматизации сварки.
Акад. В. В. Петров (1761—1834), открывший в 1802 г. явление
электрической дуги, применял в своих опытах специальную соз-
данную им, крупнейшую по тому времени, мощную гальваническую
батарею.
Создатель способов электрической дуговой сварки выдающийся
русский изобретатель Н. Н. Бенардос (1842—1905) разработал спе-
циальную схему питания дуги, состоящую из электрического гене-
ратора с постоянным напряжением, параллельно которому была
присоединена батарея аккумуляторов его конструкции. Сварочная
дуга подключалась к схеме питания последовательно через бал-
ластный реостат. Н. Н. Бенардос разработал также несколько меха-
низированных сварочных установок и устройств для автоматиче-
ского регулирования дуги с неплавящимися угольными и плавящи-
мися металлическими электродами [1].
Н. Г. Славянов (1854—1887), являющийся одним из основопо-
ложников дуговой сварки металлическим плавящимся электродом,
создал мощный электрический генератор для питания дуги и раз-
работал специальный автоматический регулятор длины дуги, назван-
ный им «электроплавильником» [1], [2]. Схема питания сварочного
поста, разработанная Н. Г. Славяновым, показана на фиг. 1.
В начальный период развития сварки для питания дуги приме-
нялись нормальные электрические генераторы постоянного тока,
6
Введение
напряжение которых практически не изменяется с изменением
тока нагрузки. Дуга подключалась к таким генераторам последова-
тельно через специальный балластный реостат для получения падаю-
щей внешней характеристики.
Так как нормальные электрические генераторы не были приспо-
соблены для целей сварки, а в балластных реостатах бесполезно
затрачивалась значительная часть энергии, вырабатываемой гене-
ратором, то описанная схема питания с начала XX в. была выте-
снена разнообразными специальными сварочными генераторами,
Фиг. 1. Схема питания сварочного поста, разработанная Н. Г. Славяновым (под-
линный рисунок из книги Н. Г. Славянова «Электрическая отливка металлов»):
D — сварочный генератор; К — переключатель; L — провода (шины); Z — гибкие проводники;
R — балластный реостат; ЭП — электроплавильник.
предназначенными для непосредственного питания дуги. Благодаря
особой схеме и конструкции напряжение у таких генераторов сни-
жается с увеличением тока нагрузки.
Начало созданию в СССР специальной отрасли электропромыш-
ленности — электросварочному машиностроению — было положено
в 1924 г. на Ленинградском заводе «Электрик», где под руководством
советского ученого и инженера В. П. Никитина (1893—1956) был по-
строен первый советский сварочный генератор типа СМ-1. В даль-
нейшем завод «Электрик», ставший основным ведущим центром
советского электросварочного машиностроения, непрерывно совер-
шенствовал и разрабатывал новые типы оборудования для дуговой
сварки.
К 1940 г. в СССР были разработаны и выпускались однопостовые
сварочные генераторы трех наиболее совершенных по тому времени
систем: генераторы с расщепленными полюсами типа СМГ, генера-
торы поперечного поля типа СГП и генераторы с самовозбуждением
и размагничивающей последовательной обмоткой типа СМП-3.
Было освоено также производство мощных многопостовых сварочных
генераторов типа СМГ-3, СМГ-4 и СМГ-5.
Краткий очерк развития электрооборудования для дуговой сварки 7.
Наряду с разработкой и освоением новых схем сварочных гене-
раторов усовершенствовалась их конструкция. Первые советские
сварочные агрегаты выпускались в виде стационарных установок,
с приводом от электродвигателей постоянного или переменного
тока.
Обе машины (сварочный генератор и двигатель) были смонти-
рованы на общей раме и соединены между собой при помощи эла-
стичной муфты. Дальнейшим развитием конструкции явился выпуск
в 30-годах однокорпусных передвижных сварочных преобразовате-
лей, в которых сварочный генератор и соединенный с ним электро-
двигатель имеют общий вал и размещены в одном корпусе. В этот
период было также выпущено несколько типов сварочных агрегатов
с приводом от двигателей внутреннего сгорания, предназначенных
для сварки в полевых условиях.
Применение источников переменного тока для питания свароч-
ной дуги началось несколько позднее генераторов. В качестве
первых типов источников питания дуги переменного тока в СССР
широкое распространение получили понижающие трансформаторы
с нормальным рассеянием типа СТ-2, питающие дугу через последо-
вательно подключенную реактивную катушку со стальным сердеч-
ником — дроссель.
В 1924 г. В. П. Никитин предложил новую принципиальную
схему трансформатора в комбинации с реактивной катушкой, кото-
рый получил название сварочного трансформатора СТН. В после-
дующий период (в 30-х годах) были разработаны первые специальные
сварочные трансформаторы типа СТ-32 с искусственно увеличенным
рассеянием, повышающим индуктивное сопротивление обмоток транс-
форматоров по сравнению с нормальными силовыми трансформато-
рами.
Широкое применение сварки в промышленности СССР в годы
первых пятилеток обусловило необходимость резкого увеличения
производства электросварочного оборудования. В этот период в СССР
были разработаны передовые технологические способы сварки
на переменном токе и организовано крупносерийное производство
трансформаторов для дуговой сварки. В связи с применением атомно-
водородной сварки отечественной электропромышленностью были
выпущены также в 30-х годах специальные сварочные трансфор-
маторы.
К 1940 г. электрическая дуговая сварка на переменном токе
(ручная и автоматическая) стала основным видом сварки, приме-
няемым в народном хозяйстве СССР, а сварочные трансформаторы
составляли около 80% всего оборудования, выпускаемого для дуго-
вой сварки.
Большое влияние на развитие источников питания дуги оказала
разработка и применение способов автоматической сварки. Про-
мышленный выпуск сварочных автоматов был начат в СССР в пер-
вой половине 30-х годов. Первоначально сварочные автоматы пред-
8
Введение
назначались для сварки голой электродной проволокой открытой
дугой постоянного тока и были снабжены автоматическими регуля-
торами напряжения дуги.
В 1933 г. на заводе «Электрик» впервые в сварочной технике
были разработаны и изготовлены автоматические установки для
дуговой сварки на переменном токе. Однако при сварке открытой
дугой с применением голой электродной проволоки невозможно
было обеспечить требуемое качество сварного соединения и высокую
производительность. Поэтому автоматическая сварка не получила в тот
период широкого применения. Коренной переворот в этом направ-
лении произошел после разработки в 1940 г. коллективом Института
электросварки АН УССР во главе с Е. О. Патоном (1870—1953)
нового способа автоматической сварки закрытой дугой под флюсом.
Создание нового способа автоматической сварки под флюсом поз-
волило широко применить переменный ток и обеспечить высокую
производительность и качество сварного соединения.
В годы Великой Отечественной войны и особенно в послевоенные
годы продолжался непрерывный подъем электросварочного маши-
ностроения. Это развитие шло как по линии дальнейшего усовер-
шенствования схем и конструкций существующего сварочного обо-
рудования, так и по пути создания новых типов оборудования;
необходимо также отметить повышение мощности единицы обору-
дования и значительное увеличение выпуска автоматических сва-
рочных установок.
В настоящее время наша электропромышленность выпускает
оборудование, которое в основном было разработано в послевоен-
ные годы, т. е. создано с учетом требований современной передо-
вой техники.
Значительно усовершенствована конструкция трансформаторов
с отдельной реактивной катушкой в новой серии трансформаторов
типа СТЭ. Дальнейшим развитием советского сварочного трансфор-
маторостроения явилась разработка в 1948—1951 гг. заводами
электропромышленности совместно с АН СССР и МВТУ имени
Баумана единой серии однокорпусных сварочных трансформаторов-
регуляторов типа СТН-ТСД и СТАН для всех видов дуговой сварки
на переменном токе (ручной, полуавтоматической и автоматической).
Работы по созданию трансформаторов для автоматической сварки
выполнялись также в Институте электросварки имени Е. О. Па-
тона АН УССР, где были разработаны и выпущены партии сварочных
трансформаторов СТ-1000 и СТ-2000, работающих по схеме СТН,
и трансформаторы-регуляторы типа СТР-1000 и СТР-ЮОО-П с повы-
шенным рассеянием.
В послевоенные годы были также усовершенствованы генераторы
с расщепленными полюсами и улучшена конструкция сварочных
агрегатов и преобразователей, выпускаемых с генераторами этой
системы. Помимо усовершенствования существующих типов свароч-
ных генераторов, в этот период на заводе «Электрик» и во Всесоюзном
Краткий очерк развития электрооборудования для дуговой сварки 9
научно-исследовательском Институте электросварочного оборудова-
ния (ВНИИЭСО) была разработана новая серия сварочных генерато-
ров типа ГС-500, СГП-3 и др. с самовозбуждением от третьей дополни-
тельной щетки и с размагничивающей последовательной обмоткой.
Для питания сварочных автоматов в полевых условиях был разрабо-
тан специальный агрегат типа ПАС-1000 с однопостовым генератором
типа СГ-1000-1, имеющим независимое возбуждение и размагничи-
вающую последовательную обмотку. Взамен устаревших конструк-
ций многопостовых генераторов в настоящее время выпускаются
однокорпусные многопостовые сварочные преобразователи типа
ПСМ-1000.
Наиболее существенные сдвиги в послевоенные годы произошли
в разработке и выпуске оборудования для автоматической и полу-
автоматической сварки под флюсом.
В 1942 г. в СССР В. И. Дятловым был предложен новый принцип
построения сварочных автоматов с постоянной, независимой от
напряжения дуги скоростью подачи электродной проволоки, осно-
ванный на использовании саморегулирования сварочной дуги.
Использование этого принципа позволило чрезвычайно упростить
конструкцию и повысить надежность работы автоматических свароч-
ных головок.
В разработке и выпуске новых сварочных автоматов и полу-
автоматов ведущая роль принадлежит Институту электросварки
АН УССР, заводу «Электрик» и Отделу сварки ЦНИИТМАШа,
которые создали различные образцы сварочных автоматов и полу-
автоматов общего и специального назначения.
В связи с развитием и внедрением сварки трехфазной дугой
в СССР были разработаны и выпущены отдельные образцы автома-
тов и трехфазных сварочных трансформаторов (Уральский завод
тяжелого машиностроения, Уральский политехнический институт,.
ЦНИИТМАШ, завод «Электрик», Лаборатория электрических сва-
рочных машин АН СССР и др.).
Дуговая сварка в среде защитных газов (аргон, азот, углекислый
газ) неплавящимся (угольным, вольфрамовым) и плавящимся метал-
лическим электродом получает в последнее время все большее при-
менение в ряде отраслей промышленности. Для этих способов сварки
отдельные организации выпускают специализированные автоматы.
В качестве источников питания дуги в защитных газах в основном
используются существующие типы сварочных генераторов и транс-
форматоров.
Большим достижением советской сварочной техники за послед-
нее время является разработка в Институте электросварки АН УССР
новых высокопроизводительных способов автоматической электро-
шлаковой и дуговой сварки с принудительным формированием
шва; это позволило производить сварку стали большой толщины
и применить автоматическую сварку на монтаже. Институтом
электросварки АН УССР для этих способов были разработаны
to
Введение
специальные автоматы, а также выпущены трехфазные трансформа-
торы для многоэлектродной электрошлаковой сварки.
Для оценки современного состояния и определения путей даль-
нейшего развития источников питания дуги необходимо дать крат-
кую сравнительную характеристику состояния этой отрасли свароч-
ной техники в СССР и за границей, в первую очередь в США.
Прежде всего необходимо отметить, что развитие электросвароч-
ного машиностроения в СССР шло все время в непрерывно нарастаю-
щем темпе по наиболее прогрессивному пути применения перемен-
ного тока и в этом отношении опережало зарубежную технику.
Общий выпуск оборудования для дуговой сварки с 1925 по 1940 г.
возрос в 8 раз, а в 1957 г. объем производства источников питания
превысил уровень 1940 г. более чем в 5 раз.
Рост объема производства оборудования для дуговой сварки
в США происходит крайне неравномерно, чередуясь с частыми
спадами. Так за 10 лет (с 1940 по 1949 г.) объем производства возрос
в 1,7 раза, хотя в некоторые годы этот рост был гораздо больше.
Широкое производство сварочных трансформаторов и примене-
ние их для дуговой сварки за границей, в том числе в США, началось
только во время второй мировой войны (1943—1944 г.). До этого вре-
мени преимущественно выпускались сварочные генераторы постоян-
ного тока. Так в 1940 г. выпуск сварочных трансформаторов в США
составлял менее 12,5% общего производства оборудования для
дуговой сварки, в то время как в СССР уже в 1935 г. выпуск свароч-
ных трансформаторов достиг около 80% от всего производства обо-
рудования. Только в 1951 г. объем производства различных свароч-
ных трансформаторов в США составил около 60% от всего выпуска
•оборудования для дуговой сварки.
Сравнивая развитие производства отдельных видов оборудования,
можно сделать следующие выводы.
Сварочные трансформаторы. Как уже указывалось, в СССР в на-
стоящее время применяются однокорпусные сварочные трансфор-
маторы с нормальным рассеянием в комбинации с реактивной обмот-
кой типа СТН-ТСД, трансформаторы с повышенным рассеянием
типа СТАН и трансформаторы СТЭ с отдельной реактивной катуш-
кой. В США приняты в основном две системы: однокорпусные тран-
сформаторы в комбинации с реактивной обмоткой, работающие
по принципиальной схеме СТН, и трансформаторы с повышенным
рассеянием, которое достигается путем устройства подвижных
катушек или специальных магнитных шунтов.
По своим технико-экономическим показателям и конструкции
советские сварочные трансформаторы находятся на современном
уровне развития мировой техники.
По весу и расходу активных материалов (трансформаторная
сталь и обмоточные провода) американские трансформаторы в боль-
шинстве случаев уступали лучшим образцам советских сварочных
трансформаторов. Однако в последних американских конструкциях
Краткий очерк развития электрооборудования для дуговой сварки 11
благодаря применению электротехнической стали повышенного ка-
чества, термостойкой изоляции (кремнийорганическая, стеклянная)
и облегченных алюминиевых обмоток достигнуто существенное
снижение общего веса и габаритов трансформаторов.
Сварочные генераторы и преобразователи постоянного тока.
В СССР преимущественно применяются две системы однопостовых
сварочных генераторов: генераторы с расщепленными полюсами
и генераторы с самовозбуждением от дополнительной щетки и с раз-
магничивающей последовательной обмоткой.
В США существует большее разнообразие применяемых схем,
конструкций и типоразмеров. Следует заметить, что это разнообра1
зие не всегда диктуется технической необходимостью, а определяется
часто интересами отдельных фирм.
Преимущественное применение в США имеют системы с незави-
симым возбуждением и размагничивающей последовательной обмот-
кой, а также различные варианты схем с самовозбуждением от
дополнительной щетки и использованием размагничивающего дей-
ствия реакции якоря.
Советское оборудование для сварки на постоянном токе по своим
эксплуатационным свойствам, экономичности и надежности в работе
•аналогично заграничному оборудованию.
От общего выпуска сварочных генераторов в СССР однопостовые
генераторы на 300 а составляют более 80%. Остальную часть
выпуска составляют более мощные генераторы (500 и 1000 а),
причем на 1000 а в основном выпускаются многопостовые гене-
раторы.
В СССР до последнего времени не выпускались генераторы на
120—150 а для сварки изделий малой толщины, где применение
постоянного тока часто обусловливается технологическими требо-
ваниями.
В соответствии с тем, что сварка на постоянном токе в СССР при-
меняется главным образом в полевых и монтажных условиях, где
•отсутствуют силовые электрические сети переменного тока, в наи-
большем количестве выпускаются однопостовые агрегаты постоян-
ного тока с приводом от бензиновых двигателей. Применение в ка-
честве привода сварочных агрегатов более экономичных дизельных
двигателей в промышленности СССР ограничивается единичными
образцами агрегатов типа ПАС-1000 и АСД-3-1.
В США агрегаты с приводом от двигателей внутреннего сгорания
составляют около 40—50% общего выпуска сварочных генераторов;
широкое применение получили передвижные агрегаты с дизельными
двигателями.
В США, а также в других зарубежных странах в последние
годы стали применять для сварки на постоянном токе установки
с полупроводниковыми, главным образом селеновыми выпрямите-
лями. В СССР выпрямительные сварочные установки не получили
еще должного применения.
12
Введение
Развитие источников питания для дуговой сварки в СССР было»
неразрывно связано с научными исследованиями в этой области
сварочной техники. Эти исследования велись в следующих основ-
ных направлениях: а) исследование энергетических характеристик
и условий устойчивости электрической сварочной дуги; б) разра-
ботка теории, сравнительное исследование и выбор различных систем
генераторов и трансформаторов для дуговой сварки.
Акад. В. Ф. Миткевич (1872—1951) провел весьма важные иссле-
дования электрической дуги, в результате которых был рекомен-
дован ряд схем питания дуги при сварке, в том числе схемы питания
дуги трехфазным током.
Основоположником теории источников питания для дуговой
сварки в СССР является акад. В. П. Никитин, в многочисленных
трудах которого были определены условия устойчивости сварочной
дуги и разработаны основы теории сварочных трансформаторов
и генераторов [4].
Исследования энергетических характеристик сварочной дуги
и источников ее питания были выполнены на заводе «Электрик»,
ВНИИЭСО, в МВТУ имени Баумана, Институте электросварки
АН УССР, Секции электросварки, а затем в Лаборатории электри-
ческих сварочных машин АН СССР, в Уральском политехническом
институте и других организациях.
На основе этих исследований в СССР сформировалось самостоя-
тельное научное направление в сварочной технике и был создан
специальный курс источников питания для дуговой сварки, читае-
мый в машиностроительных вузах, имеющих сварочную специаль-
ность.
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
СВОЙСТВА СВАРОЧНОЙ ДУГИ И ТРЕБОВАНИЯ
К ИСТОЧНИКАМ ПИТАНИЯ ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
ГЛАВА 1
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ДУГОВОГО РАЗРЯДА И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ СВАРОЧНОЙ ДУГИ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ПРОЦЕССА И ВИДЫ ДУГОВОЙ СВАРКИ
При дуговой сварке сварочная дуга является основным потреби-
телем электрической энергии, преобразующим эту энергию в теп-
ловую. Тепловая энергия дуги используется для осуществления
соединения металлов посредством дуговой сварки плавлением.
Поэтому совокупность свойств сварочной дуги и в первую очередь
ее электрические характеристики имеют важное значение для успеш-
ного осуществления процесса сварки, а также для изучения работы
сварочного оборудования и определения требований к нему.
В зависимости от характера среды, в которой происходит дуго-
вой разряд, существуют следующие три вида сварочной дуги:
а) открытая дуга, горящая в воздухе с примесью паров мате-
риала электрода и свариваемого металла, а также вещества элек-
тродных покрытий; расплавленный металл при сварке открытой
дугой находится под воздействием составных частей воздуха —
азота и кислорода;
б) закрытая дуга, горящая под слоем защитного вещества —
флюса в парах материала электрода, свариваемого металла и за-
щитного флюса. В этом случае расплавленный металл закрыт от
непосредственного воздействия воздуха;
в) защищенная дуга, горящая в защитных газах (аргон, гелий,
.азот, углекислый газ, водород, светильный газ и различные смеси
газов), ограждающих расплавленный металл от непосредственного
воздействия воздуха.
В некоторых случаях защитная атмосфера может создаваться
из веществ, входящих в состав специальных покрытий, нанесенных
на поверхность электрода или размещенных в его внутренней полости.
По роду тока различают дуги переменного и постоянного тока.
В зависимости от материала и физического состояния электрода
в процессе горения дуги бывают дуги с плавящимся металлическим
и неплавящимся (угольные, вольфрамовые, керамические и др.)
электродами.
По характеру воздействия дуги как источника теплоты на сва-
риваемый металл различают дуги прямого и косвенного действия.
14 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
При сварке дугой прямого действия, иногда называемой зави-
симой дугой, последняя горит между электродом и свариваемым
изделием, которое включено в электрическую сварочную цепь.
В этом случае энергетический или тепловой режим сварки непосред-
ственно зависит от тока и напряжения дуги, а также от скорости
сварки, т. е. от погонной тепловой энергии, вводимой в изделие
на единицу длины свариваемого шва.
При сварке дугой косвенного действия (независимой дугой)
изделие не включено в сварочную цепь, а дуга горит между двумя
чаще всего неплавящимися электродами. При этом виде сварки
основной энергетический параметр режима — погонная энергия —
не только зависит от тока и напряжения дуги, но главным образом
определяется расположением дуги и скоростью ее перемещения
относительно изделия.
В соответствии с указанными выше разновидностями электриче-
ской сварочной дуги можно выделить следующие основные виды
дуговой электрической сварки:
1. Дуговая электрическая сварка откры-
той дугой голым или покрытым плавящимся металлическим^
или неплавящимся электродом.
2. Дуговая электрическая сварка закры-
той дугой под флюсом плавящимся металлическим или непла-
вящимся электродом.
3. Дуговая электрическая сварка плавя-
щимся или неплавящимся электродом в среде-
защитных газов (инертных и активных).
Преобладающее применение в настоящее время получили ручная
дуговая электрическая сварка открытой дугой переменного и постоян-
ного тока плавящимся электродом со специальными покрытиями
и автоматическая и полуавтоматическая сварка плавящимся электро-
дом закрытой дугой под флюсом.
Сварка неплавящимся электродом открытой и закрытой дугой
имеет второстепенное значение и применяется в значительно мень-
шем объеме.
Дуговая сварка в среде защитных газов (аргон, углекислота
и др.) в последнее время получает все большее применение для
специальных сталей и сплавов, но также не имеет еще в СССР широ-
кого распространения.
Поэтому основное внимание при изучении свойств сварочной
дуги и источников ее питания необходимо уделить наиболее распро-
страненным видам сварки: ручной сварке открытой дугой и авто-
матической сварке закрытой дугой под флюсом прямого действия!
с металлическим плавящимся электродом.
Рассматривая процесс дуговой сварки изделия, можно выделить
следующие основные элементы процесса, в значительной степени
зависящие от свойств и характеристик дуги и применяемого свароч-
ного оборудования.
Основные элементы процесса и виды дуговой сварки 15
Зажигание или возбуждение дуги — предва-
рительная операция, предшествующая процессу сварки. Зажигание
дуги осуществляется обычно путем соприкосновения электрода
и изделия непосредственно или через токопроводящую прокладку,,
в результате чего сварочная цепь замыкается и протекает ток, кото-
рый вызывает повышенный местный разогрев конца электрода и изде-
лия. При последующем размыкании цепи путем отвода электрода
от изделия или оплавления конца электрода в разогретом газовом
промежутке между электродом и изделием возникает электрическая
дуга. Условия зажигания или возбуж-
дения дуги, как будет показано ниже,
во многом зависят от свойств газового
промежутка, в котором происходит
дуговой разряд, и свойств источника
питания, а также от параметров ре-
жима сварки (ток и напряжение дуги).
Основная операция свар-
ки изделия состоит в образова-
нии сварного шва. Сварной шов обра-
зуется в результате расплавления при-
садочного (электродного) и проплав-
ления основного (свариваемого) ме-
талла тепловой энергией дуги, пере-
мещающейся относительно изделия.
При этом происходит перемешивание и
о)
Фиг. 2. Геометрические пара-
метры сечения сварного шва (а)
и зависимость глубины проплав-
ления Н от тока и напряжения
дуги под флюсом (б):
скорость сварки Vc = 20 м/час
диаметр электрода d9 = 5 мм.
/ _ = 30 ч- 32 в; 2-Ud=4Q ~ 42
3 — Ud = 52 4-54 в.
сплавление этих металлов
в сварном шве.
Как показали многочисленные исследования, форма и площадь
сечения сварного шва, т. е. глубина проплавления Я, ширина про-
плавления В и высота усиления А шва (фиг. 2,а), зависят не только
от общей мощности дуги, но и от параметров режима ее горения —
тока и напряжения дуги. На фиг. 2, б показана зависимость глу-
бины проплавления свариваемого металла от тока и напряжения
дуги при автоматической сварке под флюсом.
Скорость расплавления электродного металла увеличивается
с увеличением сварочного тока и повышением плотности тока в элек-
троде. При автоматической сварке под флюсом скорость расплав-
ления электродной проволоки несколько уменьшается с увеличе-
нием напряжения дуги.
Таким образом, производительность сварки и форма сварного
шва, оказывающая существенное влияние на качество сварки,
в значительной степени зависят от величины и постоянства энерге-
тических параметров режима сварочной дуги.
§ 2. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ДУГОВОГО РАЗРЯДА
Сварочная дуга и источник ее питания (сварочный генератор,
трансформатор, выпрямитель и т. п.) образуют взаимосвязанную
энергетическую систему.
16 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Различают два состояния работы этой системы:
а) Состояние установившегося равновесия
или работа в статическом режиме, когда напря-
жение и ток в системе в течение достаточно длительного времени
не изменяют своей величины. Графическое изображение зависимости
между напряжением и током дуги или источника ее питания в уста-
новившемся состоянии называются соответственно статической вольт-
амперной характеристикой дуги и внешней характеристикой источ-
ника питания.
б) Состояние неустановившегося равновесия
или работавпереходном режиме, когда ток и напря-
жение в системе изменяют свою величину под влиянием внешних
воздействий на систему или в результате изменения каких-либо
ее параметров (изменение длины дуги, напряжения источника пита-
ния или сопротивления сварочной цепи и т. п.). Графическое изоб-
ражение зависимости между напряжением и током дуги или источ-
ника питания в неустановившемся режиме называется динамической
характеристикой.
Свойства дуги и источника ее питания в значительной степени
определяются этими характеристиками. От вида этих характеристик
и их соответствия друг другу зависит главным образом работа всей
энергетической системы как в статическом, так и в переходном
(динамическом) режиме.
Статическая характеристика дуги Ud = f (1д) определяется свой-
ствами дуги как нелинейного элемента электрической цепи, сопро-
тивление которого зависит от тока. Это свойство дуги отличает ее
ют некоторых других видов потребителей электрической энергии,
являющихся линейными элементами, у которых сопротивление не
зависит от тока, а напряжение нагрузки является линейной функцией
тока.
Природа зависимости сопротивления дуги от тока и, следова-
тельно, вид статической характеристики дуги как потребителя
электрической энергии могут быть выяснены в результате изучения
физических основ дугового разряда.
Электрическая дуга есть мощный разряд электричества в сильно
ионизированной смеси газов и паров различных материалов, к кото-
рым в первую очередь относятся материал электродов и вещество
электродных покрытий или флюсов.
Дуговой разряд при сварке обычно происходит при высоком
давлении, большей частью атмосферном.
Газы и пары различных материалов при низких температурах
состоят из нейтральных молекул и атомов, т. е., в отличие от метал-
лических проводников, не содержат свободных электронов. Поэтому
газовый промежуток, в котором происходит мощный дуговой* разряд,
должен быть ионизирован, т. е. содержать электроны и ионы. Для
ионизации газовой молекулы или атома необходимо сообщить им
«соответствующую энергию. Энергия ионизации, т. е. энергия выде-
Физические основы дугового разряда
17
ления из нейтрального атома или молекулы одного электрона с обра-
зованием положительного иона, равна
At = Ute вт-сек,
где Ut — потенциал ионизации
в которых горит дуга
е — заряд электрона в ку
Среду, в которой происхо-
дит мощный дуговой разряд,
можно в первом приближении
рассматривать как газовый
проводник, имеющий в средней
части круглоцилиндрическую
форму (фиг. 3).
Вблизи электродов1 2 газо-
вый проводник несколько су-
жается, до размеров активных
пятен на электроде. Активными
пятнами называются локализо-
ванные наиболее нагретые
участки на поверхности элек-
тродов, через которые проходит
весь ток дуги. Активное пятно
на отрицательном полюсе ду-
ги —‘ катоде — называется ка-
тодным пятном, а на положи-
тельном полюсе — анодным
пятном. Поперечные размеры
средней части газового провод-
ника несколько больше разме-
ров активных пятен и, как
показали исследования, зави-
сят от последних, в первую очередь от размеров катодного пятна.
Газовый проводник по длине разделяется на три области, отли-
чающиеся процессами, происходящими в них. Непосредственно
к электродам прилегают катодная и анодная области, а между ними
расположена средняя часть — положительный столб дуги. По своей
протяженности катодная область очень мала, ее длина приблизи-
тельно равна свободной длине пробега электрона, т. е. ^10~5 см.
Анодная область имеет несколько большую протяженность, около
10“3—10~4 см. Следует указать, что для четкости чертежа протя-
женность приэлектродных областей на фиг. 3 изображена в увели-
ченном масштабе. Столб дуги можно рассматривать как однородный
по всему объему проводник. Поперечные размеры этого проводника
смеси газов или паров вещества,
, в в;
лонах, равный 1,59-10-19 к.
Фиг. 3. Схема электрической дуги как
газового проводника:
И — изделие; Э—электрод; dd — диаметр элект-
рода; —диаметр катодного пятна; da~
диаметр анодного пятна; d —диаметр столба
дуги; 1К и 1а — соответственно протяженность
катодной и анодной области; I —длина столба
дуги; Z. — длина дуги.
1 Здесь и далее под термином «электроды» подразумеваются как собственно
сварочный электрод, так и изделие.
2 # Рабинович 22
18 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
по всей длине, его электропроводность, температура, плотность
тока, как это будет показано ниже, могут быть приняты одинаковыми.
Общая длина дуги, как видно из схемы на фиг. 3, равна сумме
длин всех трех областей. Так как протяженность приэлектродных
областей чрезвычайно мала по сравнению с длиной столба дуги,
то можно считать длину дуги равной длине положительного столба:
Iк 1с 1(1 ^С*
Катод и катодное пространство. Процессы,
происходящие на катоде и в катодной области, имеют весьма важное
значение для возникновения и устойчивости дугового разряда.
Твердые и жидкие тела, проводящие электричество при обычных
низких температурах, в отличие от газов обладают некоторым коли-
чеством свободных электронов, не связанных с орбитами каких-либо
атомов. Эти свободные электроны при отсутствии электрического
поля находятся в хаотическом движении и свободно перемещаются
во всем объеме тела. Однако они не могут вылетать за пределы тела,
так как равнодействующая сил притяжения между положительными
ионами и свободными электронами направлена внутрь тела. Для
выхода или вырывания свободного электрона за пределы тела необ-
ходимо сообщить ему дополнительную энергию или совершить
работу против сил, удерживающих электрон внутри тела. Эта работа
выхода или энергия освобождения одного электрона из твердого
или жидкого тела выражается обычно в электронвольтах Ue. Работа
выхода, выраженная в em-сек, определяется по уравнению
Ав = Uee = 1,59- 10~19t7e вт-сек,
где Ue — потенциал выхода электрона в в.
Работа выхода электрона из твердого тела обычно в 2—4 раза
меньше энергии ионизации для того же вещества в газообразном
состоянии.
Для первичной ионизации смеси газов (паров) в дуговом про-
межутке необходимо сообщить его молекулам или атомам требуемую
энергию ионизации.
Эта энергия передается атомам и молекулам газа в результате
их соударения с электронами, эмитируемыми (испускаемыми) с по-
верхности катодного пятна. Следовательно, для возникновения
дугового разряда и ионизации газа необходимо обеспечить эмиссию
электронов с катода и сообщить им энергию, достаточную для иони-
зации газа. В условиях сварки энергия, необходимая для эмиссии
электронов, получается за счет нагрева катода до высокой темпера-
туры, а также путем создания вблизи катода весьма сильного элек-
трического поля, напряженность которого достигает 10б — 106 в/см.
Как уже было указано, свободные электроны вблизи поверх-
ности твердого или жидкого тела испытывают силу электростати-
Физические основы дугового разряда
19
•irriioro притяжения, удерживающую электрон внутри тела. Вели-
чипа этой силы.
|де е — заряд электрона;
г — расстояние между взаимодействующими зарядами.
Электроны в металле находятся в хаотическом движении, под-
чиняющемся законам теплового движения газовых молекул. По-
лому средняя кинетическая энергия электронов определяется на
основании законов газовой динамики:
где те — масса электрона, равная 9,11 -10“28 г;
ve — средняя скорость теплового движения электрона в см,1сек7
К— постоянная Больцмана, равная 1,37-10-16 эрг/град\
Т — абсолютная температура тела в °C.
Согласно закону теплового движения Максвелла, с повышением
температуры увеличивается количество электронов, энергия которых
превышает среднюю кинетическую энергию. Часть электронов
может при этом иметь составляющие скорости vn, нормальные
к поверхности, при которых их кинетическая энергия равна или
больше работы выхода, т. е.
> еив.
Такие электроны покидают металл и попадают в газовый проме-
жуток около катода, обладая некоторой остаточной кинетической
энергией.
Явление испускания электронов раскаленными телами назы-
вается термоэлектронной эмиссией.
На основе законов термодинамики, в предположении, что термо-
электронная эмиссия подобна испарению одноатомного газа, было
получено следующее уравнение для плотности тока^электронной
эмиссии на катоде:
je = АТ*е КТк а/см2, (1)
л а
где А — постоянная, зависящая от материала катода, в —2--^2 г
Тк — абсолютная температура катодного пятна в °C;
Остальные величины были указаны выше х.
1 Следует напомнить, что во избежание ошибок при расчетах все величины
должны быть выражены в одной системе единиц.
2*
20 Физические основы, дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Предельная температура катодного пятна равна температуре
кипения материала катода.
Для тугоплавких электродов (уголь, вольфрам), обладающих
высокой температурой кипения (Тк > 3500° С), плотность тока
эмиссии может быть достаточной для обеспечения мощного дугового
разряда.
При легкоплавких металлических электродах температура ки-
пения материала катода сравнительно низкая (например, для стали
Тк = 2500° С). При такой температуре катодного пятна одна лишь
термоэлектронная эмиссия не может обеспечить высокую плотность
тока je> которая при металлических электродах достигает тысяч
и десятков тысяч а/см2.
Это объясняется тем, что приведенное выше уравнение термо-
электронной эмиссии было выведено без учета действия электри-
ческого поля вблизи катода. Между тем на границе катодного про-
странства дуги положительные ионы образуют объемный положи-
тельный заряд большой плотности, создающий разность потенциа-
лов UK, называемую катодным падением напряжения. Учитывая,
что протяженность катодного пространства очень мала (lK % 10-5cjw),
напряженность Ек электрического поля в катодном пространстве
при наблюдающихся в дуге значениях UK = 8 -4- 20 в может достиг-
нуть величины 105 — 10е в!см. На электрон, находящийся вблизи
поверхности металла, действует сила поля еЕк, противоположная
силе F, удерживающей электроны внутри тела. Таким образом,
электрическое поле вблизи катода как бы уменьшает работу выхода
электронов и тем самым усиливает термоэлектронную эмиссию.
Уравнение термоэлектронной эмиссии с учетом действия электри-
ческого поля вблизи катода примет следующий вид:
ja = AT2Ke кт« ’ (2)
Для стальных электродов при подстановке в уравнение (2) зна-
чений А и е получим выражение
eUQ 4,4
je = 120Т^~ + (3)
При весьма сильных электрических полях возможна эмиссия
электронов при слабо нагретом, «холодном» катоде, называемая
автоэлектронной эмиссией. В этом случае уравнение для опреде-
ления плотности тока электронной эмиссии, согласно выводам вол-
новой механики, подтвержденным опытом, примет следующий вид:
je = A(TK + cEKye (T* + cW (4)
где с — коэффициент, зависящий от среды и материала катода;
для стальных электродов с 10-2 град-cMje.
Физические основы дугового разряда
21
Сравнивая уравнения (1) и (4), можно заметить их структурное
сходство. В уравнении (4) принято, что с точки зрения электронной
эмиссии действие сильного электрического поля аналогично дей-
ствию нагрева катода.
В случае, когда Тк > сЕк, преобладающей является термоэлек-
тронная эмиссия [уравнение (2)], что следует полагать справедли-
вым для дуги с тугоплавким катодом. Когда Тк < сЕк, преобладаю-
щей будет автоэлектронная эмиссия или оба вида эмиссии существуют
совместно. Можно предположить, что в мощных сварочных дугах
с металлическими стальными электродами имеет место именно такой
смешанный вид электронной эмиссии.
Электроны, эмитированные катодом, проходят катодное про-
странство с большой скоростью под действием весьма сильного
электрического поля (Ек 105 10е в/см). Кинетическая энергия
эмитированных электронов, прошедших катодное пространство,
равна eUK.
На границе катодного пространства эти электроны при неупругих
соударениях с молекулами или атомами газа могут передать послед-
ним всю или большую часть своей энергии, переходящей в потен-
циальную энергию атома или молекулы. Если эта энергия доста-
точна для ионизации, то атом или молекула ионизируется, т. е.
образуются новые заряженные частицы — электрон и положитель-
ный ион.
Следовательно, для осуществления первичной ионизации газа
вблизи катодного пространства необходимо, чтобы эмитированные
электроны обладали кинетической энергией, достаточной для иони-
зации, т. е.
cUк > /•
Отсюда следует вывод, что величина катодного падения напря-
жения зависит от потенциала ионизации газа или паров, заполняю-
щих дуговой промежуток. В некоторых случаях принимают U
В случае упругого соударения электрона с ионом или атомом
(молекулой) только часть кинетической энергии электрона пере-
дается иону или атому, что вызывает некоторое повышение темпера-
туры газа в дуговом промежутке. При сравнительно высокой плот-
ности газа число таких соударений очень велико. Поэтому, несмотря
на небольшое количество энергии, передаваемой при каждом упру-
гом соударении, обмен энергией между электронами и другими
частицами газа (ионы, атомы, молекулы) происходит весьма интен-
сивно. В результате большого количества соударений происходит
уравнивание температур отдельных составляющих газа и общая тем-
пература газа в столбе дуги Тс достигает весьма высоких значе-
ний: Тс % 6000 -н 8000° С.
Таким образом, кинетическая энергия эмитированных электро-
нов, приобретенная ими в электрическом поле вблизи катода, расхо-
дуется па ионизацию и подогревание газа в разрядном промежутке.
22 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Электроны, образующиеся при эмиссии и ионизации газов и паров
на границе катодной области, увлекаются электрическим полем
в столбе дуги к аноду, а положительные ионы — к катоду. Так
как масса ионов значительно превосходит массу электрона \ то
скорость движения ионов под действием электрического поля в столбе
дуги во много раз меньше скорости движения электронов. Поэтому
вблизи катода ионы образуют объемный положительный заряд
и тем самым создают сильное электрическое поле в катодном про-
странстве.
Столб дуги. Благодаря высокой температуре газа в столбе
дуги решающее значение приобретает термическая или тепловая
ионизация. В этом случае ионизация происходит не только при не-
упругих соударениях электронов с атомами, но и вследствие соуда-
рений самих атомов между собой. Это объясняется тем, что в газе,
заполняющем столб дуги, с повышением температуры резко возра-
стает число атомов, обладающих кинетической энергией, достаточной
для ионизации частиц газа путем соударения. В результате интенсив-
ной термической ионизации столб дуги представляет собой сильно
ионизированный газ, состоящий из заряженных частиц (электронов,
ионов) и нейтральных молекул, имеющих весьма высокую темпера-
туру.
Степень ионизации, следовательно, электропроводность столба
дуги и ее устойчивость определяются наличием в столбе дуги газов
или паров, обладающих низким потенциалом ионизации. На этом
принципе основано применение ионизирующих электродных покры-
тий и некоторых флюсов, которые содержат элементы, в первую оче-
редь щелочные и щелочноземельные металлы (К, Na, Ва, Са и др.),
имеющие потенциал ионизации меньший, чем пары железа.
Как показали исследования, столб дуги однороден в осевом напра-
влении: температура столба в осевом направлении одинакова, а
электроны и ионы равномерно распределены по его длине. Поэтому
поперечные размеры и свойства столба дуги по всей длине будут
одинаковыми, т. е. столб дуги имеет круглоцилиндрическую форму
(см. фиг. 3). Последнее подтверждается опытами, которые указывают
на постоянство напряженности электрического поля и равного ей по
абсолютной величине градиента потенциала в столбе дуги по всей
его длине, т. е.
= = const, (5)
где Ес — напряженность электрического поля в столбе дуги в в! см
или в!мм\
Uc — падение напряжения в столбе дуги в в;
1С — длина столба дуги в см или мм.
1 Так, например, масса положительного иона (протона) наиболее легкого эле-
мента— водорода — в 1840 раз больше массы электрона.
Физические основы дугового разряда
23
Распределение температуры по радиусу столба дуги весьма не-
равномерно: температура столба резко понижается по мере удаления
от его оси. Вследствие этого плотность газа при удалении от оси
столба резко повышается, а степень ионизации, т. е. электропровод-
ность столба дуги и плотность тока, наоборот, резко снижаются.
Поэтому разряд в столбе дуги можно представить как разряд в газо-
вом канале, имеющем наиболее высокие температуру и электропро-
водность по оси и ограниченном стенками из более холодного и сла-
бопроводящего газа.
Как уже было указано выше, под влиянием продольного электри-
ческого поля в столбе дуги заряженные частицы получают направлен-
ную скорость: электроны — в направлении анода, а положительные
ионы — в направлении катода. Так как подвижность ионов очень
мала по сравнению с подвижностью электронов, то долей ионного
тока в общем токе столба дуги можно пренебречь.
Таким образом, ток в столбе дуги подобен току в металлических
проводниках и обусловлен главным образом движением электронов.
Так как число электронов в единице объема в столбе дуги значи-
тельно превосходит число эмитированных электронов в катодном
пространстве, то электропроводность столба дуги во много раз пре-
восходит электропроводность катодной области. Вследствие этого
напряженность электрического поля и градиент потенциала в столбе
значительньо меньше, чем в катодном пространстве: Ес = 10 ч-
ч— 40 в/см.
Учитывая постоянство Ес, можно определить общее падение
напряжения в столбе дуги по уравнению
Uc = Eclc^EJd. (6)
Анодная область. Напряженность поля в анодной
области должна быть больше, чем в столбе дуги. Это объясняется
уменьшением степени ионизации газа вблизи анода из-за более низ-
кой температуры в анодной области по сравнению со столбом дуги.
Поэтому электропроводность анодной области ниже, и для обеспе-
чения высокой плотности тока на аноде необходима большая напря-
женность поля, т. е. Еа > Ес.
Усиление напряженности поЛя Еа достигается за счет образования
на границе анодной области отрицательного объемного заряда, так
как число электронов в этой части дуги преобладает над числом
положительных ионов. Вследствие образования объемного заряда на
границе анодной области в последней возникает разность потенциа-
лов — анодное падение напряжения Ua. Величина анодного падения
напряжения обычно сравнительно невелика и для металлических
электродов лежит в пределах 2—4 в. Как уже было указано, анодная
область значительно шире катодной. Поэтому напряженность поля
в анодной области меньше, чем в катодной, но существенно пре-
восходит напряженность поля в столбе дуги.
24 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Изложенные выше физические основы дугового разряда спра-
ведливы для всех видов открытой, защищенной и закрытой дуг.
Различие в режимах, материалах электродов и среды, в которой
происходит дуговой разряд, обусловливает главным образом лишь
некоторые количественные отличия в отдельных параметрах дуги,
не изменяя основной физической сущности явлений.
Некоторые особые свойства отдельных видов сварочной дуги
будут изложены ниже при анализе статических характеристик,
рассмотрении особенностей дуги переменного тока и изложении
основных требований к оборудованию для дуговой сварки.
§ 3. СТАТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СВАРОЧНОЙ ДУГИ
Напряжение дуги складывается из
Фиг 4. Распределение потенциала в элект-
рической дуге.
атолное паление нап
Приведенное выше описание процессов, происходящих в различ-
ных областях электрической дуги, позволяет сделать вывод, что рас-
пределение потенциала в дуге имеет вид, показанный на фиг. 4.
дения напряжений в трех ее
основных областях:
ид=ик+ис+иа. (7)
Зависимость этих трех
составляющих напряжения
дуги от тока обусловливает
свойства дуги как нелиней-
ного элемента электрической
цепи и определяет вид ее
статической характеристики
ид = f
Рассмотрим подробнее за-
висимость составляющих на-
пряжения дуги от тока и
длины дуги.
ряжения. Как показали
исследования [3] и [6]—[9], площади катодного и анодного пятен
в большинстве случаев растут пропорционально току. Следова-
тельно, плотность’ тока на катоде в широких пределах изменения
токов (от 100 а и выше) может быть принята постоянной.
Вследствие этого напряженность электрического поля Ек и катод-
ное падение напряжения UK в большом диапазоне изменения тока
можно считать независящими от величины тока. Лишь при больших
значениях тока, когда катодное пятно покрывает всю поверх-
ность торца электрода, общая плотность тока в катодном пятне
начнет расти, а вместе с этим несколько возрастают напряжен-
ность поля Ек и падение нащ яжения UK. Это объясняется тем, что
температура катодного пятна в сварочной дуге уже при малых токах
обычно достигает предельного значения температуры кипения ме-
талла Тк и при дальнейшем увеличении тока дугового разряда не
Статические характеристики сварочной дуги
25
возрастает. Поэтому увеличение плотности тока электронной эмиссии
может произойти лишь за счет повышения напряженности Ек и
увеличения падения напряжения в катодном пространстве UK.
Однако следует указать, что согласно уравнениям (3) и (4) для
значительного увеличения плотности тока необходимо сравнительно
небольшое увеличение напряженности поля Ек. Поэтому для боль-
шинства сварочных режимов, за исключением автоматической сварки
под флюсом и в среде защитных газов при очень высокой плотности
тока в электроде, можно принять UK постоянным и не зависящим от
тока.
Величина UK зависит от материала электрода и среды, в которой
происходит дуговой разряд: увеличение потенциала ионизации Ut
смеси газов и паров в дуге и ухудшение условий для образования
катодного пятна на электроде (усиленное охлаждение катода, увели-
чение теплоотдачи в массу металла, когда катодом является изделие
и т. п.) приводят обычно к увеличению катодного падения напря-
жения.
На величину катодного падения напряжения и электропровод-
ность дугового промежутка существенное влияние оказывает наличие
в газовой смеси элементов, молекулы и атомы которых обладают
свойством сравнительно легко присоединять к себе электроны и
образовывать отрицательные ионы.
К числу таких электроотрицательных элементов относятся в
первую очередь галоиды (F2, С12, Вг2, 12), а также кислород,
азот и т. п.
Из электроотрицательных элементов наибольшим сродством к
электрону обладает фтор F2. Широко распространенные в настоящее
время флюсы для автоматической сварки (ОСЦ-45, АН-348 и др.)
содержат сравнительно большой процент фтористых соединений
CaF2 (плавиковый шпат —6—9%). Вследствие этого при сварке под
флюсами, содержащими фтористые соединения, образуется большое
количество отрицательных ионов, в первую очередь вблизи активных
пятен дуги.
Отрицательные ионы фтора вблизи катода в значительной степени
замещают свободные электроны и тем самым уменьшают их коли-
чество в катодном пространстве. В столбе дуги на границе катодной
области ионы фтора интенсивно' рекомбинируют с положительными
ионами, образуя нейтральные молекулы. Ионы фтора деионизируют
газовый промежуток и уменьшают количество свободных электронов
в катодной области. Антистабилизирующее действие ионов фтора
аналогично повышению потенциала ионизации и, следовательно,
приводит к повышению катодного падения напряжения UK и сниже-
нию электропроводности столба дуги, т. е. к повышению напряжен-
ности поля Ес.
Так, по опытным данным [11 ], при сварке под флюсом АШ, не со-
держащим фтористых соединений, UK = 10 13 в, а при сварке
под флюсом ОСЦ-45 (6,0—8,0% CaF2) UK = 18 н- 20 в.
26 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
А н о д н о е падение напряжения Ua в сварочной
дуге практически не зависит от тока. Оно также мало зависит от
материала электродов и среды, в которой горит дуга. Для сварочной
дуги с металлическими электродами среднее значение анодного паде-
ния напряжения может быть принято равным 2,5 в [11 ].
Падение напряжения в столбе д у г и Uc можно
выразить через ток 1д и нелинейное сопротивление столба дуги Rcd:
&с = ЦКсд-
Выражая сопротивление столба дуги через удельную проводи-
мость и геометрические размеры столба, получим
<8>
где 1д^ 1С — длина столба дуги в см\
Sc — площадь поперечного сечения столба в см2\
Чс—удельная проводимость или электропроводность
столба дуги в Момсм.
Уравнение (8) можно легко преобразовать к уравнению вида (6),
если учесть, что плотность тока в столбе дуги
а напряженность электрического поля, равная по абсолютной вели-
чине градиенту потенциала,
р __ Iе
с 1с ‘
С учетом этих соотношений получим
= АЛ» =3^7 -ЕА-
Сопротивление и градиент потенциала в столбе дуги зависят от
тока (при /d = const), так как площадь сечения столба дуги, плот-
ность тока и электропроводность изменяются при изменении тока.
Как уже указывалось выше, диаметр столба дуги зависит от размеров
активных пятен и ограничивается более холодным и плотным газом,
окружающим столб, подобно стенкам канала. С увеличением свароч-
ного тока диаметр и площадь сечения столба дуги увеличиваются
так же, как и размеры активных пятен. В первом приближении
можно положить, что
Se = kl*d,
где k — коэффициент пропорциональности, а а 1 для обычных
режимов сварки.
В качестве примера на фиг. 5 показаны кривые зависимости пло-
щади поперечного сечения столба дуги Sc, плотности тока jc в столбе
Статические характеристики сварочной дуги
27
Фиг. 5. Зависимость площади поперечного сече
ния столба дуги SCf плотности тока jc и напря
жения дуги Ud под флюсом АН-348 (Fe—Fe
от тока [8]. d? = 2,4 мм\ /а = 0,4 мм, обрат-
ная полярность.
п напряжения дуги Ud под флюсом АН-348 при стальных электродах
<19 = 2,4 мм (Fe —Fe), построенные на основе расчетов по опытным
данным [8]. Как видно из этих кривых, плотность тока в столбе дуги
вначале уменьшается с увеличением тока (а >1) до > 400 а,
а затем, когда Sc увеличивается пропорционально току (а 1),
плотность тока изменяется мало, оставаясь практически неизменной.
Соответственно изменению плотности тока в столбе дуги изменяется
и напряжение дуги Ud: при малых токах Ud уменьшается с увели-
чением сварочного тока,
а затем напряжение дуги
практически не зависит
от тока, так как /C^const,
а электропроводность
как будет показано ниже,
также изменяется мало.
При большой плотности
тока в электроде, когда
катодное пятно занимает
всю поверхность торца
электрода, интенсивность
роста размеров столба при
изменении тока умень-
шается . Существенное
влияние на изменение раз-
меров столба дуги оказы-
вают ограничивающие
стенки из холодного газа,
окружающие столб. Ограничивающее действие стенок, окружающих
столб дуги, может заметным образом проявиться в дуге под флю-
сом, где газовая полость, в которой горит дуга, окружена жидким
флюсом. В защищенной дуге столб дуги охлаждается потоками
более холодного защитного газа, например аргона, что также ока-
зывает ограничивающее действие на изменение размеров столба.
При определенных условиях размеры столба дуги не изменяются
с увеличением тока дуги, что приводит к повышению плотности тока
в столбе дуги ]с.
Как следует из выражения Ес = 4т-> на напряженность электри-
ческого поля и величину градиента потенциала в столбе дуги оказы-
вает влияние не только плотность тока /с, но и электропроводность
столба дуги 7С. Электропроводность зависит главным образом от
степени ионизации смеси газов в столбе дуги. Как было указано ранее,
степень ионизации увеличивается с уменьшением потенциала иони-
зации и повышением температуры газов в столбе дуги.
При заданном составе газового промежутка электропроводность
зависит лишь от температуры столба Тс, которая может изменяться
с изменением тока.
28 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Как показал спектральный анализ столба открытой дуги [9] и
дуги под флюсом [10 ], температура столба несколько увеличивается
с увеличением сварочного тока, причем рост температуры столба
дуги Тс происходит более интенсивно при сравнительно малых сва-
рочных токах, а при больших токах температура изменяется незна-
чительно.
Расчеты [10] показывают, что при увеличении тока более чем
в 3 раза температура столба дуги возрастает всего на 20%.
На основании приведенных выше опытных данных об изменении
температуры столба дуги Тс можно дать следующую характеристику
зависимости электропроводности столба дуги от сварочного тока.
При малых токах (до 100—150 а) ус увеличивается с увеличением
тока. В мощной сварочной дуге (1д > 100 — 150 а) чс изменяется
мало, так как Тс const. При весьма больших плотностях тока
в столбе электропроводность вновь несколько возрастает с увеличе-
нием тока, так как температура Тс увеличивается.
Описанные выше закономерности изменения поперечного сече-
ния Sc, плотности тока jc и электропроводности столба дуги при
изменении сварочного тока позволяют определить характер изме-
нения падения напряжения в столбе дуги (7С, а также полного напря-
жения дуги
C/d = L/K+ec+ea = f(Id)
в функции тока при 1д = const:
а) При малых значениях плотности тока в электроде, т. е. в
маломощной сварочной дуге, сумма анодного и катодного падения
напряжения не зависит от тока. Падение напряжения в столбе дуги
уменьшается с увеличением тока, так как площадь сечения и элек-
тропроводность увеличиваются, а плотность тока и градиент по-
тенциала в столбе дуги уменьшаются.
Статическая характеристика дуги Ud — f (1д) будет падающей,
так как напряжение дуги при таких режимах уменьшается с увели-
чением сварочного тока.
б) В обычных условиях сварки, т. е. при нормальных сварочных
режимах, сумма анодного и катодного падения напряжения также
может быть принята постоянной. Площадь сечения столба дуги уве-
личивается пропорционально току (Sc % kld), а электропроводность
изменяется мало. Плотность тока в столбе практически постоянна, а
= -у- = const. Сопротивление столба дуги Rcd (при 1д = const)
изменяется обратно пропорционально току, а падение напряжения
в столбе дуги Uc не зависит от тока. При таких режимах
Ud = UKa + Ес1д = f (1д) = const, (9)
где UKa =UK+ Ua.
Напряжение дуги не зависит от тока, причем Ud и Ес достигают
своего минимального значения для данной длины дуги, среды и
материала электрода.
Статические характеристики сварочной дуги
29
в) При большой плотности тока в электроде, когда катодное пятно
и площадь сечения столба дуги не могут увеличиваться с возраста-
нием сварочного тока, плотность тока в столбе дуги возрастает пропор-
ционально току, а температура и электропроводность столба также
несколько повышаются. Следовательно, сопротивление столба дуги
будет изменяться незначительно, а напряженность электрического
поля и градиент потенциала в столбе дуги будут расти с увеличе-
нием тока. Кроме того, как было указано выше, при больших плот-
Фиг. 6. Общий вид U-образной
статической характеристики дуги
Uэ—f (I,) при Iq— const; d9=const.
Фиг. 7. Статическая характеристика
открытой дуги Fe—Fe: = 5 мм\
d9~ 4 мм.
ностях тока в электроде увеличивается также катодное падение напря-
жения. Статическая характеристика дуги станет при таком режиме
возрастающей, т. е. напряжение дуги будет возрастать с увеличе-
нием тока.
Следовательно, форма статической характеристики дуги Ud =
= f (1д) изменяется с изменением тока, переходя из падающей в не-
зависимую от тока — жесткую, и, наконец, при больших токах ста-
новится возрастающей. Общий вид U-образной статической характе-
ристики дуги для широкого диапазона изменения сварочного тока
изображен на фиг. 6.
Как показали многочисленные исследования сварочной дуги, для
большинства применяемых режимов сварки (при 1д > 100 а и плот-
ности тока в электроде j9<200 а/мм2) напряжение дуги практически
не зависит от тока. Для таких, режимов сварки напряжение дуги
можно определять по уравнению (9)
Ud = UKa + EJd.
Падающая характеристика наблюдается лишь при относительно
малых токах, т. е. при таких режимах, которые редко применяются
из-за недостаточной устойчивости дуги.
Статическая характеристика дуги может быть возрастающей
в случае высокой плотности тока в электроде, например, при сварке
под флюсом или в среде защитных газов плавящимися электродами
малого диаметра (d9 < 2 мм).
30 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
На фиг. 7 показана статическая характеристика открытой свароч-
ной дуги со стальными электродами, построенная по опытным дан-
ным [4 ]. Как видно из фиг. 7, при токах более 60 а напряжение дуги
практически не зависит от тока.
Интересные результаты были получены при исследовании [7 ], [81
дуги уголь — сталь С“—Fe+* (фиг. 8) и дуги под флюсом со стальными
электродами (фиг. 9). Как видно из фиг. 8, статическая характери-
стика дуги уголь — сталь может иметь при одних и тех же токах или
форму (кривая /), соответствующую уравнению (9), или U-образную
форму (кривая 2). Такое различие объясняется тем, что во втором
случае конец электрода затачивался на конус, т. е. размеры торца
электрода были уменьшены. Вследствие этого катодное пятно покрыло
всю поверхность электрода при меньших токах, что и явилось при-
чиной возрастания статической характеристики.
Статическая характеристика дуги под флюсом, изображенная
на фиг. 9, показывает, что даже при сравнительно больших плотно-
стях тока в электроде (d9 =2,4 мм) не наблюдается еще возрастания
напряжения дуги с увеличением тока. Расчетным путем по опытным
данным в работе [8] были определены минимальные напряжения
дуги и значение сварочного тока, при котором статическая характе-
ристика дуги под флюсом начинает возрастать при дальнейшем уве-
личении тока. На фиг. 10 изображена U-образная статическая
характеристика дуги Fe—Fe под флюсом, построенная по опытным
и расчетным данным. Расчетная часть кривой на фиг. 10 показана
пунктиром.
На фиг. 11 показаны возрастающие статические характеристики
дуги постоянного тока с плавящимся электродом в среде аргона.
Вследствие весьма высокой плотности тока в электроде (]э 125-н
н-200 а/см2) катодное пятно покрывает, по-видимому, всю поверх-
ность торца электрода, что ограничивает рост поперечного сечения
столба дуги с увеличением тока. Помимо этого, более холодный за-
щитный газ, как было указано выше, также ограничивает рост попе-
речных размеров столба дуги. По этим причинам статические харак-
теристики дуги возрастающие. Возрастающая форма приведенных
на фиг. 11 статических характеристик частично объясняется также
и тем, что при опытах измерялось суммарное напряжение — напря-
жение дуги и падение напряжения на участке электродной проволоки,
выступающем из мундштука автоматической головки. Последняя
величина пропорциональна току.
Согласно уравнению (9), напряжение дуги возрастает при ее
удлинении по линейному закону при 1д = const, что хорошо согла-
суется с данными опыта для различных видов сварочной дуги
(фиг. 12).
* Буквы обозначают материал электродов, а значки вверху букв указывают
полярность.
Статические характеристики сварочной дуги
34
Фиг. 8. Статические характеристики
открытой дуги С——Fe+ [8]:
/ — 1^ — г3,4 — 4 мм', d9= 15 мм; 2 — 1^ =
=3,4 - 4 мм, конец электрода заточен на
конус.
Фиг. 9. Статическая характерис-
тика дуги Fe — Fe под флюсом
[8]. Постоянный ток, обратная
полярность, d9 ~ 2,4 мм:
1 — 5,5 мм; 2 — 1^ = 3,5 мм.
Фиг. 10. U-образная ста-
тическая характеристика
дуги Fe — Fe под флю-
сом [8]. Постоянный ток,
обратная полярность;
d9 ~ 2,4 мм; 1()= 4 мм.
Фиг. 11. Возрастающие статические
характеристики дуги постоянного тока
с плавящимся электродом в среде
аргона:
1 — 1^ = 3 мм; 2 —1^ = 6 мм. Электродная
проволока — малоуглеродистая сталь;
d9 — 1,6 мм; 3 —Iq = 6 мм. Электродная
проволока — сталь 0Х18Н9, а?э=1,6лл«.
1 — дуга Fe — Fe под флюсом АН-348,
=450а; ds=2,4 ;ил<; обратная поляр-
ность [8]; 2 — открытая дуга Fe — Fe,
d9 — 4 мм, — 300 а, прямая поляр-
ность [12]; 3 — открытая дуга С"~—Fe+,
7^ = 400 4-900 а [8].
Таблица 1
Значения UKQ} и Ес для различных видов сварочной дуги
Материал электрода Материал изделия U ка в в Ес в в/мм Род тока и полярность Вид дуги Режим Источник данных (литература)
Сталь Сталь 17—19 2,3—2,5 Постоянный ток, прямая полярность Открытая </э=4 мм; /й=100=600 а [12]
18—20 3,0-3,5 То же Под флюсом АН-348 d3=2,5 мм; /<3=200=700 а Лаборатория элек- трических сварочных машин АН СССР
16—18 3,2—3,8 Постоянный ток, обратная полярность То же d3—2,5 мм; /д=300=540 а То же
20—22 3,8—4,2 Постоянный ток, прямая полярность Л йэ=4 мм', /0=400 а [12]
23-25 4,1—4,3 То же Под флюсом ОСЦ-45 йэ=4 мм', /0=400 а [12]
20—22 3,3—3,7 Переменный ток Тб же е ° О о о о см и + ? + LQ О см со ю ю II II II II Лаборатория элек- трических сварочных машин АН СССР
Уголь Сталь 18 1,8 Постоянный ток, прямая полярность Открытая Id до 700 а [6]
14—16 1 2’2 | То же То же | /0=200-7-800 а | [7],[8]
Вольфрам Сг—Ni 8—10 | 1,0-1,2 1 | В аргоне | /<3=50=200 а | [8]
32 Физические основы дугового разряда и характеристики сварочной дуги
Статические характеристики сварочной дуги
33
Анализ формы статической характеристики показывает, что сва-
рочную дугу следует рассматривать как нелинейный элемент элек-
трической цепи. Напряжение дуги не зависит в большинстве случаев
от тока. Поэтому при расчете электрических цепей, содержащих
Дугу, можно падение напряжения в дуге уподобить действию про-
тивоэлектродвижущей силы, не зависящей от тока.
Значения UKn и Ес, необходимые для расчетов по уравнению (9),
приведены в табл. 1, составленной на основании многочисленных
опытных данных различных исследователей.
Приведенный выше анализ статических характеристик дуги под-
тверждался в основном опытными данными для дуги постоянного
тока. Однако все выводы, сделанные на основе этого анализа, спра-
ведливы и для дуги переменного тока. В этом случае статическая
характеристика выражает зависимость между действующими зна-
чениями напряжения и тока дуги.
3 Рабинович 22
ГЛАВА II
ОСОБЕННОСТИ СВАРОЧНОЙ ДУГИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
§ 1. УСТОЙЧИВОСТЬ И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДУГИ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Основные закономерности возникновения и устойчивого суще-
ствования дугового разряда, изложенные в предыдущей главе, спра-
ведливы как для постоянного, так и для переменного тока.
Однако электрические и тепловые процессы, происходящие
в дуге переменного тока, имеют некоторые особенности, которые
оказывают существенное влияние на устойчивость дуги и работу
источников питания.
При питании дуги от источника с синусоидальным напряжением
ток и напряжение дуги периодически изменяют величину и направле-
ние. Вследствие этого полярность электрода и изделия, а также
физические условия существования дугового разряда периодически
изменяются в соответствии с частотой переменного тока 100 раз
в секунду (при f = 50 гц).
Так как дуга является одним из нелинейных элементов элек-
трической цепи, сопротивление которого зависит от тока, то кри-
вые тока и напряжения дуги, питаемой от источника с синусои-
дальным напряжением, будут искажены и отличны от синусоид
(см. фиг. 14).
При переходе тока через нуль и перемене полярности в начале
и конце каждого полупериода дуга угасает, а температура дугового
промежутка снижается. Вследствие этого происходит деионизация
дугового промежутка и соответственно уменьшается его электро-
проводность. Напряженность электрического поля в дуге в момент
изменения полярности скачком изменяет свою величину и направле-
ние. Поэтому объемные заряды, образовавшиеся в предшествующий
полупериод в приэлектродных областях, устремляются навстречу
друг другу, что еще более усиливает деионизацию дугового проме-
жутка и приэлектродных областей. Охлаждение активных пятен,
которое особенно интенсивно происходит на свариваемом металле,
обладающем большой массой, также увеличивает деионизацию дуги.
В результате интенсивного снижения электропроводности дугового
промежутка после угасания дуги повторное зажигание ее в начале
каждого полупериода может произойти только при повышенном на-
Устойчивость и электрические характеристики дуги переменного тока 35
пряжении, называемом напряжением повторного зажигания дуги
переменного тока U3 Ud (см. фиг. 18). Так как напряжение
источника ии также изменяется периодически во времени, то необхо-
димо, чтобы в момент повторного возбуждения дуги напряжение
источника было не меньше напряжения зажигания, т. е. ии > U3.
Если это условие не соблюдается, то мгновенное повторное зажига-
ние дуги в начале полупериода будет невозможно; в течение неко-
торого промежутка времени наступает перерыв в горении дуги
(см. фиг. 18). Во время паузы охлаждение и деионизация дугового
промежутка еще более усиливаются, что, в свою очередь, приведет
к возрастанию напряжения зажигания U3. При длительном пере-
рыве напряжение U3 может
стать больше амплитудного
значения напряжения источ-
ника. Вследствие этого дуга,
угаснув в конце полупериода,
не возбудится вновь в начале
следующего полупериода. Сле-
довательно, для увеличения
устойчивости дуги переменного
тока необходимо по возмож-
ности СНИЗИТЬ величину напря- Фиг. 13. Зависимость напряжения зажи-
жения повторного зажигания гания и3 от действующего значения сва-
дуги и обеспечить условия для рочного тока.
се непрерывного горения.
Деионизация и охлаждение дугового промежутка с удлине-
нием дуги увеличиваются, что приводит к повышению напряжения
повторного зажигания и снижает устойчивость дуги. Обрыв дуги
переменного тока при прочих равных условиях происходит при
меньшей длине, чем на постоянном токе, так как дуга постоянного
тока горит непрерывно, без периодических угасаний и повторных
зажиганий.
С увеличением рабочих токов физические условия существова-
ния дугового разряда улучшаются, что приводит к снижению напря-
жения зажигания и повышению устойчивости дуги.
На фиг. 13 показана зависимость напряжения зажигания откры-
той дуги (стальной электрод, d3 = 3 мм) от действующего значения
сварочного тока. Как видно из кривой, при малых токах, до 100 а,
напряжение зажигания U3 превосходит нормальное напряжение
горения дуги в 1,5—2,5 раза, что свидетельствует о снижении устой-
чивости дуги при малых токах.
Как было указано в главе I, отрицательные ионы фтора, содержа-
щегося в некоторых флюсах, уменьшают степень ионизации дугового
промежутка.
Вследствие этого при сварке под флюсами, содержащими зна-
чительное количество соединений фтора, напряжение зажигания
дуги относительно велико: U3 % (2 ч- 3) Ud.
36
Особенности сварочной дуги переменного тока
Условия для возникновения катодного пятна на изделии вслед-
ствие большого теплоотвода от активного пятна в массу металла
будут менее благоприятными, чем на электроде. По этой причине
напряжение зажигания в те полупериоды, когда катодом является
изделие, может быть больше.
Для иллюстрации описанных выше явлений на фиг. 14 показаны
две типичные осциллограммы напряжения и тока дуги под флюсом.
Фиг. 14. Осциллограммы тока и напряжения дуги под флюсом:
а—для устойчивого и непрерывного горения дуги; б — для прерывистого
горения дуги.
Осциллограммы на фиг. 14, а относятся к случаю непрерывного
устойчивого горения мощной сварочной дуги под флюсом: пики
напряжения зажигания практически отсутствуют, т. е. U3 Ud,
а кривая тока непрерывна и по форме приближается к синусоиде.
На фиг. 14, б приведены осциллограммы для случая прерыви-
стого, малоустойчивого горения дуги под флюсом, когда условия
возникновения катода на изделии и повторное зажигание дуги затруд-
нены. Напряжение зажигания в те полупериоды, когда катодом
является изделие (верхняя часть осциллограмм), весьма велико.
Вследствие этого повторное зажигание дуги происходит не мгновенно,
а после некоторой паузы, когда напряжение источника достигнет
величины, достаточной для возбуждения дуги. Формы кривых тока
и напряжения дуги значительно искажены. Из осциллограмм фиг. 14,6
видно также, что вследствие различных физических условий суще-
ствования разряда величина тока будет больше в те полупериоды,
когда катодом является электрод (нижняя часть осциллограмм).
Следовательно, в кривой тока появляется постоянная составляющая,
т. е. происходит частичное выпрямление переменного тока.
Выпрямляющее действие дуги проявляется наиболее резко в т^х •
случаях, когда материал электрода и изделия и их теплофизические
Устойчивость и электрические характеристики дуги переменного тока 37
свойства разные. Так, например, при сварке цветных сплавов или
нержавеющей стали дугой в аргоне с неплавящимся вольфрамовым
электродом выпрямление переменного тока проявляется весьма
сильно и величина постоянной составляющей в кривой тока будет
значительной. В качестве примера на фиг. 15 показаны осцилло-
граммы для сварочной дуги вольфрам — хромоникелевая сталь.
При сварке мощной открытой и закрытой дугой (под флюсом)
и одинаковых материалах электрода и изделия выпрямляющее дей-
Фиг. 15. Осциллограммы
сварочной дуги вольфрам —
хромоникелевая сталь (W —
электрод, Сг—Ni—изделие):
U= 30 в; I= 40 а; ии~ напря-
жение сварочного трансформа-
тора.
Фиг. 16. Динамические характеристики
дуги под флюсом для разных амплитуд-
ных значений тока дуги [8]:
1^ — 7 мм; (1Ц = 2,4 мм; флюс ОСЦ-45
1 — =250 а; 2—I. = 400 а; 3—1.= 620 а.
1 от от От
ствие дуги будет незначительным, а кривые тока и напряжения
будут симметричны относительно оси абсцисс.
Если построить зависимость между мгновенными значениями
напряжения и тока дуги ид = f (id), то получим так называемую
динамическую характеристику дуги. На фиг. 16 изображены дина-
мические характеристики дуги Fe — Fe под флюсом для одной
половины периода, когда катодом является электродная проволока,
при разных амплитудных значениях сварочного тока.
Динамическая характеристика, в отличие от статической, отра-
жает зависимость между током’и напряжением дуги в условиях
быстрых изменений тока, когда не все электрические и тепловые
процессы успевают достигнуть установившегося состояния.
Исследования изменения температуры столба дуги переменного
тока, выполненные в Институте электросварки АН УССР [10], пока-
зали, что при изменении тока от нуля до максимума температура
столба изменяется от минимума 4800° до максимума 7500—8000° С,
причем температура столба дуги в первую четверть периода для
одинаковых значений тока меньше, чем во вторую четверть периода.
Это различие объясняется тем, что нагрев столба дуги в первую
четверть периода происходит от минимальной температуры и вслед-
38
Особенности сварочной дуги переменного тока
ствие тепловой инерции протекает медленнее, чем возрастание тока.
Во вторую четверть периода, наоборот, охлаждение столба дуги
начинается с более высоких температур, а снижение температуры
протекает медленнее, чем уменьшение тока. Указанный «тепловой
гистерезис» дуги обусловливает различие в электропроводности
и размерах столба дуги в разные четверти периода. Поэтому ветви
динамической характеристики, отвечающие возрастанию и убыва-
нию тока, расходятся (фиг. 16). Однако это расхождение для мощных
дуг под флюсом невелико, так как отставание температуры от тока
по фазе не превышает 10—15% длительности периода.
Другой весьма важной особенностью динамических характери-
стик мощных дуг (фиг. 16) является их возрастающий характер.
Это явление обусловлено следующими причинами. При быстрых
изменениях переменного тока размеры столба мощной дуги изме-
няются мало из-за инерции тепловых процессов [8], а следовательно,
электропроводность столба с изменением тока в течение полупериода
также будет мало изменяться. Поэтому между мгновенными значе-
ниями напряжения и тока дуги существует пропорциональная зави-
симость, т. е. динамическая характеристика будет возрастающей.
Как показали исследования [8], несмотря на возрастающую
динамическую характеристику, статическая характеристика сва-
рочной дуги переменного тока, построенная для действующих зна-
чений напряжения и тока, может быть, как и при постоянном токе,
падающей или независимой от тока.
Это объясняется тем, что с увеличением действующего значения
сварочного тока средние размеры, температура и электропровод-
ность столба дуги будут увеличиваться, а плотность тока в столбе
будет уменьшаться. При одинаковых токах и длине дуги напряжение
дуги переменного тока выше, чем при постоянном токе. Это вызвано
тем, что при одинаковых токах средние размеры сечения и темпера-
тура столба дуги переменного тока меньше, т. е. градиент потенциала
в столбе будет несколько больше.
Описанные выше явления позволяют- отметить следующие осо-
бенности процессов в дуге переменного тока:
а) Вследствие периодических угасаний и повторных зажиганий
дуга переменного тока менее устойчива, чем при постоянном токе.
С увеличением тепловой мощности, улучшением условий иониза-
ции дугового промежутка и уменьшением охлаждения устойчивость
дуги возрастает.
б) Периодические изменения напряжения и тока дуги обуслов-
ливают нестационарное состояние основных процессов в дуговом
промежутке. Вследствие этого динамические характеристики дуги
могут быть возрастающими, а* условия существования дугового
разряда в разные четверти периода будут различными.
в) Статические характеристики дуги переменного тока для дей-
ствующих значений напряжения и тока подобны статическим харак-
теристикам дуги при постоянном токе.
Анализ кривых тока и напряжения в электрической цепи
39
г) Вследствие нелинейности сопротивления дуги кривые тока
и напряжения отличаются от обычных синусоидальных кривых
в цепях переменного тока с линейными элементами. Для большин-
ства случаев сварки плавящимся электродом эти кривые симметричны
относительно оси абсцисс.
§ 2. АНАЛИЗ КРИВЫХ ТОКА И НАПРЯЖЕНИЯ В ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЦЕПИ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА, СОДЕРЖАЩЕЙ СВАРОЧНУЮ ДУГУ
При анализе кривых тока и напряжения в электрических цепях
переменного тока, содержащих дугу, необходимо исходить из ос-
новных положений теории несинусоидальных периодических пере-
менных токов [25].
Как известно, если ток или напряжение являются несинусои-
дальными периодическими функциями времени вида—F((d/), то
их можно представить в виде конечных или бесконечных триго-
нометрических рядов Фурье:
F(w/) = Яо + 24ftsin(fo>>/+фл), (10)
£=1
гдеЛ0— постоянная составляющая тока или напряжения;
Ak — амплитудное значение &-той гармоники; при k — 1 состав-
ляющая называется основной волной или первой гармо-
никой, имеющей частоту /, равную частоте данной неси-
нусоидальной функции; все остальные гармоники имеют
частоту, которая в целое число k раз больше частоты
данной функции, и называются высшими гармониками;
k — порядковый номер гармоники;
— угловая частота несинусоидальной периодической функции;
— начальные фазы гармоник, зависящие от принятого начала
отсчета времени.
Как мы уже указывали в предыдущем параграфе, для большин-
ства видов дуговой сварки плавящимся электродом можно в пер-
вом приближении считать кривые тока и напряжения симметрич-
ными относительно оси абсцисс. В этом случае, как известно, ряд
Фурье не содержит ни постоянной составляющей, ни четных гармо-
ник, т. е.
F(o>0= S ^stn(^+W. (П)
£=1,3,5. . .
так как Ло = Л2 = Л4... = Л2л = 0.
Если пренебречь выпуклостью в кривой напряжения дуги и счи-
тать, что пик зажигания U3 имеет место при непрерывном горении
дуги лишь в бесконечно малый промежуток времени в начале полу-
периода, то напряжение дуги изобразится кривой, имеющей форму
прямоугольника (см. фиг. 14, а и 19). Как показали исследования
40
Особенности сварочной дуги переменного тока
сварочной дуги переменного тока [23], [24], подобное допущение
дает результаты, хорошо совпадающие с опытными данными.
При разложении в ряд Фурье периодической функции, изобра-
жаемой прямоугольником, получаем следующее выражение при
условии, что началом отсчета будет момент, когда ток и напряжение
дуги переходят через нуль:
F(<o/) = u9=^- |sinW =
Л=1,3,5...
= ^sin (о/ + у sin Зо>/ + sin 5о)/. ..) . (12)
Степень отличия несинусоидальной периодической кривой от си-
нусоидальной определяется процентом содержания в кривой гар-
моник высшего порядка. Этот процент определяется из отношения
амплитуды гармоники высшего порядка к амплитуде основной
(первой) гармоники. Из уравнения (12) следует, что содержание
третьей гармоники в кривой напряжения дуги составляет 33%,
а пятой 20%. В реальных условиях сварки содержание этих
гармоник будет несколько меньше.
Анализ осциллограмм напряжения дуги под флюсом [26 ] показал,
что с увеличением действующего значения напряжения дуги от 20
до 55 в содержание третьей гармоники снижается с 27,5 до 13,5%,
а пятой гармоники —с 14,5 до 9%. Таким образом, искажение
кривой напряжения дуги под флюсом уменьшается с повышением
напряжения дуги.
Искажение формы кривой тока в сварочной цепи вызывается
в первую очередь несинусоидальной формой кривой напряжения
дуги как нелинейного элемента цепи. Значительное влияние на
форму кривой переменного тока, как известно, также оказывает
насыщение стальных сердечников реактивных катушек и трансфор-
маторов. При сильном насыщении сердечников кривая тока будет
отлична от синусоиды, даже если другие элементы цепи будут линей-
ными. Это снижает устойчивость дуги и, как будет показано ниже,
уменьшает коэффициент мощности.
Кривая тока в дуге в зависимости от параметров сварочной
цепи может значительно отличаться от кривой напряжения. Рас-
смотрим подробнее это явление для случая выпрямляющего дей-
ствия дуги, когда в кривой напряжения имеется постоянная состав-
ляющая. Допустим, что к цепи, содержащей дугу и последовательно
подключенные к ней активное сопротивление Rc и индуктивное
сопротивление Хс = k&Lc (см. фиг. 17), приложено синусоидаль-
ное напряжение источника питания
«« = Uumsin И + Ф),
где Uит — амплитудное значение напряжения источника питания;
ф — угол сдвига фазы напряжения источника по отношению
к току.
Анализ кривых тока и напряжения в электрической цепи
41
Кривую напряжения дуги при наличии постоянной составляю-
щей можно представить рядом типа (10):
оо
«а = ипд+ X ^nsm(W + W, (13)
k=\
где Uпд = Ло — постоянная составляющая в кривой напряжения
Дуги;
U km = Ak — амплитудное значение напряжения #-той гар-
моники.
С учетом выражения (13) уравнение кривой падения напряжения
в активном и индуктивном сопротивлениях сварочной цепи можно
выразить так:
Чс = ии — ид = Uam sin (<о/ + <|>) — ипд —
^икяйп(Ы + Ы (14)
k—1
При определении уравнения кривой тока дуги на основе урав-
нения (14) следует иметь в виду, что постоянная составляющая
в кривой тока зависит только от постоянной составляющей в кри-
вой падения напряжения и величины активного сопротивления
а амплитудное значение Л-той гармоники переменной состав-
ляющей тока определяется амплитудным значением напряжения
и полным электрическим сопротивлением цепи для соответствую-
щей гармоники:
2С = / R2c + X2c = / R2(k&Lc)\
Как видно из последнего выражения, полное электрическое
сопротивление zc увеличивается с увеличением порядка гармоники,
так как при этом возрастает частота тока и индуктивное сопротив-
ление цепи Хс.
Таким образом, уравнение кривой тока дуги будет иметь следую-
щий вид:
оо
id = -^sin(^ + <l>)--^- У sin (kvt + - <pft), (15)
S'-с . £с
k=\
где <?k = arc tg^ = arc tg — угол сдвига фазы &-той гармо-
А С *\с
ники тока по отношению к соот-
ветствующей гармонике напряже-
ния, обусловленный наличием
в цепи индуктивного сопротив-
ления Хс.
Сравнивая уравнение (13) и (15), можно сделать следующие
выводы относительно степени отличия формы кривой тока от формы
кривой напряжения дуги.
42
Особенности сварочной дуги переменного тока
Постоянная составляющая в кривой тока уменьшается с увели-
чением активного сопротивления цепи и при достаточном сопротив-
лении Rc может быть сведена к минимуму. Последнее особенно
важно для тех случаев сварки, когда вследствие различия в тепло-
физических свойствах электрода и изделия кривые напряжения
и тока дуги асимметричны относительно оси абсцисс и постоянная
составляющая в кривой тока может быть велика (см. фиг. 15). Нали-
чие значительной постоянной составляющей в кривой тока, как
показали технологические исследования [27], снижает качество
сварки некоторых цветных сплавов вольфрамовым электродом
в среде аргона, а также ухудшает условия работы источников пита-
ния. Подмагничивающее влияние постоянной составляющей тока
усиливает насыщение сердечников трансформаторов и дросселей,
что приводит к росту намагничивающего тока и увеличению потерь
в источнике питания. Кроме того, увеличение насыщения сердеч-
ников еще более усиливает искажение кривой тока, снижает коэф-
фициент мощности и ухудшает устойчивость дуги.
Постоянную составляющую тока можно также уменьшить пу-
тем последовательного включения в сварочную цепь емкости, прово-
димость которой для постоянной составляющей тока, как известно,
практически равна нулю. Однако такой способ устранения постоян-
ной составляющей тока значительно сложнее, чем в случае приме-
нения активного сопротивления, и поэтому применяется редко [27].
Далее из уравнения (15) следует, что высшие гармоники в кри-
вой тока при наличии индуктивности в сварочной цепи будут сгла-
живаться, так как полное сопротивление zc увеличивается с увели-
чением порядка гармоники.
Следовательно, содержание гармоник высшего порядка в кри-
вой тока значительно меньше, чем в кривой напряжения.
Анализ осциллограмм тока дуги под флюсом [26] показал, что
в нормальных условиях сварки (Uд = 35 в, 1д = 1000 а) содержание
третьей гармоники в кривой тока составляет не более 2%, а пятой
гармоники менее 1 %, т. е. кривая тока дуги практически синусои-
дальна.
Действующие значения несинусоидальных периодических токов
и напряжений дуги определяются из следующих уравнений:
(16)
где Т — период переменной функции.
Особенности дуги переменного тока в цепи с активным сопротивлением 43
В отличие от синусоидальных кривых отношение амплитудного
значения к действующему не равно У 2.
В условиях сварки обычно
< 1/2 и < /2.
Од *д
Активная мощность дуги, как средняя мощность за период,
вычисляется по уравнению
т
Pd==-^yd(t)hV)dt. (17)
б
Дуга является нелинейным активным сопротивлением. Вслед-
ствие искажения кривых тока и напряжения активная мощность
дуги не равна, как в случае синусоидальных кривых, произведению
действующих значений тока и напряжения. В общем случае
) — Рд - < 1
д ~ Udh
Коэффициент \д называется коэффициентом мощности дуги.
Этот коэффициент определяет снижение активной мощности дуги
переменного тока вследствие искажения кривых тока и напряжения.
Расчеты в электрических цепях с несинусоидальными токами
и напряжениями при помощи разложения функций в ряд Фурье
достаточно сложны. Поэтому в инженерных расчетах часто прибегают
к замене несинусоидальной кривой эквивалентной синусоидой,
действующее значение которой равно действующему значению заме-
няемой несинусоидальной кривой. При одновременной замене кри-
вых тока и напряжения дуги эквивалентными синусоидами послед-
ние должны быть сдвинуты относительно друг друга на некоторый
угол <рд, чтобы мощность дуги, вычисленная по формуле Рд =
= U= Uд!дС03Чд> была равна действительной активной мощ-
ности дуги, т. е.
cos = Хд и (fd = arccos \д.
Изложенные выше основные положения теории несинусоидаль-
ных переменных токов позволяют дать более подробный анализ
явлений в электрической цепи, содержащей дугу.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ ДУГИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА В ЦЕПИ С АКТИВНЫМ
СОПРОТИВЛЕНИЕМ
Принципиальная схема питания сварочной дуги переменного
тока изображена на фиг. 17.
Питание дуги происходит от источника синусоидального напря-
жения
иа~ Uum s'n №+ У)> (18)
где ф — угол сдвига фазы напряжения по отношению к току.
44
Особенности сварочной дуги переменного тока
Примем, что действующее
питания Uu не зависит от тока и
, /в , 4
Фиг. 17. Принципиальная схема пита-
ния сварочной дуги переменного тока:
Э — электрод; И — изделие.
Фиг. 18. Кривые тока напряжения дуги и
напряжения источника ии в цепи с активным сопро-
тивлением (Lc = 0).
значение напряжения источника
равно напряжению холостого хода:
Ua = U0 = -^. (19)
Как видно из схемы питания
(фиг. 17), последовательно с дугой
в сварочную цепь включены ак-
тивное сопротивление и индук-
тивность Lc. Для упрощения ана-
лиза рассмотрим сначала случай,
когда индуктивность в свароч-
ной цепи отсутствует, т. е. Lc = 0. Тогда сдвиг фазы = 0.
Т
Следовательно, при t = 0 и t = -у напряжение источника равно
нулю. Зажигание дуги будет возможно лишь тогда, когда напряже-
ние источника достиг-
нет величины напряже-
ния зажигания U3
(фиг. 18, точка /), т. е.
UumS'nwt3 = U3> (2°)
где t3 — время зажига-
ния дуги.
Допустим, что в мо-
мент возбуждения на-
пряжение дуги мгно-
венно упадет до вели-
чины напряжения горе-
ния идг и останется
неизменным в течение
всего времени, пока
напряжение источника
питания не станет мень-
ше напряжения горения
и дуга не угаснет (точка
2 на фиг. 18).
Дуга возбудится
вновь во вторую поло-
вину периода, когда на-
пряжение источника питания достигнет величины U3. Время ty
с момента угасания дуги до конца полупериода можно определить
из следующего соотношения:
UОг = Sin (* — (й/у) = Uит SjИ . (21)
Общее время перерыва в горении дуги, т. е. время паузы за один
' Т
полупериод, будет tn = t3 + t, а время горения дуги Л, = ----tn.
Особенности дуги переменного тока в цепи с активным сопротивлением 45
Определяя из уравнений (20) и (21) t3 и ty> получим
. U3 , . Ude
arcsin -у-,-1- arcsin -
tn = t3 + ty = ----^4----------, (22)
где co = 2 тс/.
При заданных физических условиях существования дугового
разряда и заданной частоте, т. е. заданных значениях (73, Uдг и /,
время перерыва в основном зависит от напряжения холостого хода
источника питания, так как Uum = (70К2.
Если положить, что отношение m = = 1,5 -т-2,5, то для
Удг
устойчивого горения дуги, т. е. малого времени перерыва, необхо-
димо, чтобы напряжение холостого хода превосходило напряжение
горения в 2 раза1 и больше: > 2.
i U дг
С уменьшением действующего значения тока дуги это отношение
должно возрастать, так как пг также увеличивается.
Рассматривая форму кривых напряжения и тока дуги, можно
сделать следующие выводы.
Когда дуга не горит (от 0 до ш/3и от тс—<d/v до тс), напряжение
на дуговом промежутке изменяется по синусоиде, т. е.
а при горении дуги (от а)/3 до тс—ю/у) напряжение будет неизмен-
ным и равным идг.
Ток в интервалы времени* когда дуга не горит, равен нулю.
При горении дуги (от о t3 др> тс—ш ty) будет справедливо следующее
уравнение:
t/am si n ti>t = идг + idRc. (23)
Учтя уравнение'(21), можно написать выражение для тока в ин-
тервале (d/3 < < тс—о)/у:
id == (sin — sin
*\с у
(24)
Указанному уравнению соответствует кривая тока, показанная
на фиг. 18.
Вследствие искажения кривых тока и напряжения дуги коэф-
фициент мощности \д будет меньше единицы. Как показали расчеты,
колеблется в пределах 0,75—0,85. При уменьшении напряжения
холостого хода, т. е. при увеличении перерывов в дуге, \д умень-
шается.
46
Особенности сварочной дуги переменного тока
§ 4. ОСОБЕННОСТИ ДУГИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА В ЦЕПИ С ИНДУКТИВНОСТЬЮ
Допустим, что Rc = 0, a Lc =/= 0. Кривые тока и напряжения
для этого случая представлены на фиг. 19. Между током дуги и на-
пряжением источника питания существует сдвиг фаз <|>. В момент
перехода тока через нуль (при t = 0) напряжение источника, со-
гласно уравнению (18), не равно нулю, а имеет конечное значение
««= <|>.
Фиг. 19. Кривые тока напряжения дуги
ид и напряжения источника и„ в цепи с
индуктивным сопротивлением (Rc = 0).
интервале времени от
Следовательно,, в
Мгновенное повторное воз-
буждение дуги в начале
полупериода будет возможно,
если напряжение источника
Т
питания при /=0 и t =
будет больше или равно на-
tut пряжению зажигания, т. е.
Uum^>Ua. (25)
При соблюдении этого
условия горение дуги в те-
чение всего полупериода тока
будет непрерывным, т. е.
tn = 0. Напряжение дуги в
течение полупериода считаем
постоянным, т. е. полагаем
U дг = U д = const.
t > 0 до t = ~ будет
справедливо уравнение
Uum Sin (0>/ + ф)=Ц, + 1с^.
(26)
Только в момент времени 0 и t = напряжение дуги де-
лает скачок от нуля до U3. Это дополнительное условие мы учтем
в дальнейшем.
Интегрируя уравнение (26), получим
Постоянную интегрирования С найдем из начального условия
id - 0 при t — 0:
С —
т’
Особенности дуги переменного тока в цепи с индуктивностью
47
откуда, заменяя о)Лс = Хс, получим уравнение для тока в сварочной
цепи:
/д = [cos<p- cos(o>/4-<p)J - Ы. (27)
Уравнение (27) можно преобразовать, если учесть, что ток дуги
в конце полупериода также будет равен нулю.
В результате подстановки в уравнение (27) za = 0 при <а/
получим
созф = ^-=1,11^. (28)
Шит ио
Подставим выражение
для созф в уравнение (27):
z^-^cos((d/+4>)4-
Фиг. 20. Построение кривой тока дуги td-'f (<о 0
по уравнению (29).
+ £(4-“4 <29>
представляет собой синусоиду, сдви-
напряжению источника питания на
Как видно из уравне-
ния (29), кривая тока дуги
состоит из двух слагаю-
щих. Первая слагающая
нутую по отношению к
угол ~ . Вторая слагающая есть ломаная (треугольная) прямая,
опережающая кривую тока на угол . Построение кривой тока по
уравнению (29) приведено на фиг. 20.
Используя условие непрерывности горения дуги (25) и учтя
уравнение (28), можно определить соотношение между напряжением
холостого хода источника питания и напряжением дуги, при кото-
ром дуга горит непрерывно и устойчиво.
Уравнения (25) и (28) можно переписать так:
U3 . тс Ywd .
UQ /2 Т 4(/0 т
Возводим обе части этих уравнений в квадрат и суммируем их:
t/?
1.
Полагая U3 — mUd и произведя преобразования, получим
„ = ^->-^1/(30)
ид у 2 ' 4
48
Особенности сварочной дуги переменного тока
Фиг. 21. Зависимость отношения п =
= от отношения напряжения зажи-
Ud
гания к напряжению горения
т=^-э [24].
Ud
Анализируя уравнение (30), можно сделать следующие выводы:
а) При уменьшении сварочных токов и неизменном действую-
щем значении напряжения дуги напряжение холостого хода источ-
ника питания должно увеличиваться, так как напряжение зажига-
ния U3 и величина m при этом возрастают (см. фиг. 13).
б) При увеличении напряжения и длины дуги напряжение холо-
также должно увеличиваться для
обеспечения непрерывности го-
рения дуги.
в) Минимальное отношение
и=-^для случая Ud = £/3, т. е.
m == 1, должно быть не менее 1,3.
Зависимость п =¥r=f(m) при-
ведена на фиг. 21. Как видно
из фиг. 21, для значений m =
= 1,5-4-3, имеющих место в обыч-
ных условиях сварки, £/0> (1,8 -4-
-2,5) Ud.
Условие непрерывности горе-
ния дуги (30) было выведено для
случая, когда Rc = 0.
В общем случае, когда Rc и
Хс не равны нулю, отношение
и0 * *
п = -Гт- должно быть больше, чем
U д
вычисленное по уравнению (30),
требуемое напряжение холостого хода
устойчивость дуги уменьшается.
дуги
причем с увеличением Rc
резко возрастает, так как
В обычных условиях сварки отношение > 5. В этом случае,
Ас
как показали^расчеты [24], требуемое соотношение п = вы-
численное по уравнению (30), весьма мало отличается от значения,
определенного по уточненным формулам. Следовательно, для прак-
тических расчетов в сварочных цепях можно пользоваться урав-
нениями, выведенными для случая, когда Rc % 0.
Действующие значения тока и напряжения дуги, а также актив-
ную мощность определяют по уравнениям (16) и (17).
Так как значение ид в течение полупериода неизменно, то
ид = идг. (31)
Действующее значение тока определим из уравнения
Особенности дуги переменного тока в цепи с индуктивностью
49
Подставляя значение ig из уравнения (29) и произведя интегри-
рование, получим после преобразований
_ Г 'и*-
Х~с
(32)
Выражение для активной мощности, согласно уравнениям (17),
(29) и (31), будет
Unk / 7
Рд = ид1дкд = 0,905 ]/ 1 — k*, (33)
A 1
Где* = иг = v
На основании уравнений (31) — (33)
получим выражение для коэффициента
мощности дуги:
1 /" 1 — — №
h = cos фй = 0,905 |/ _. (34)
Как уже указывалось выше, в обыч-
ных условиях сварки п =1,8-?-2,5,
т. е. k = 0,4 ч- 0,56. Следовательно,
расчетное значение \д по уравнению
(34) будет равно 0,89 — 0,9, что соот-
ветствует средним значениям полу-
ченным опытным путем.
Для выявления зависимости актив-
ной мощности Рд от напряжения или
длины дуги при Uq = const на фиг. 22
изображена кривая Pd = f = f (k).
Фиг. 22. Зависимость активной
мощности дуги Рд от отношения
k при Uo = const.
Как видно из этой кривой,
мощность дуги при ее удлинении сначала растет, достигая макси-
мума, а затем падает.
Условие максимума мощности дуги может быть найдено из вы-
dP^
ражения = 0.
Подставляя в это выражение значение мощности из уравнения (33)
и произведя дифференцирование, получим условие максимума мощ-
ности дуги:
*, = °.67 ИЛИ1^- = 2-=1,57 = „..
(35)
При удлинении дуги мощность, необходимая для покрытия
потерь энергии в окружающее пространство, увеличивается. Сле-
довательно, мощность, подводимая к дуге, также должна увели-
чиваться при удлинении дуги. В противном случае дуга будет
4 Рабинович 22
50
Особенности сварочной дуги переменного тока
неустойчивой. Поэтому устойчивое горение дуги и ее удлинение
возможно лишь при значениях k, соответствующих восходящей
части кривой Рд = f(k), изображенной на фиг. 22.
На фиг. 22 показана (заштрихована) зона рабочих длин дуги,
соответствующая значениям k, при которых горение дуги будет
устойчивым.
Таким образом, для обеспечения устойчивости дуги перемен-
ного тока и возможности некоторого ее удлинения необходимо,
чтобы
/г = -^<0,67 и п = -^>1,57.
Uo Ud
Приведенные выше соотношения в цепях, содержащих дугу
переменного тока, были получены с учетом искажения кривых
тока и напряжения дуги.
Однако, как указывалось (см. § 2), для упрощения расчетов
в цепях с несинусоидальными токами и напряжениями можно заме-
нить такие кривые эквивалентными синусоидами. Для соблюдения
точности в расчетах необходимо сдвинуть эквивалентные синусоиды,
т. е. ток и напряжение, на угол = arccos
Сравнительные расчеты показали, что при наблюдающихся
в условиях сварки значениях лд можно искажением кривых тока
и напряжения дуги пренебречь и считать угол сдвига фаз = 0.
При этом допущении расчет напряжений и токов в сварочной цепи,
содержащей дугу, производится как для обычной цепи с синусои-
дальными напряжениями и токами. Ошибка в расчете токов при
таком допущении не превышает 2—5%, а напряжений 8—10%.
Наибольшая ошибка получается при расчете мощности дуги
и коэффициента мощности cos <? сварочной цепи. При минималь-
ных значениях \д С 0,8, т. е. при малоустойчивых режимах, ошибка
достигает 25%. Поэтому мощность дуги и коэффициент мощности
сварочной цепи следует определять с учетом значения коэффициента
по уравнениям
И
COS ср = ^COS^f,
где cos<J)c — коэффициент мощности, обусловленный наличием
в сварочной цепи индуктивного сопротивления Хс*.
Приведенный выше анализ основных соотношений в электри-
ческой цепи, содержащей сварочную дугу переменного Toj<a, по-
зволяет сделать следующие выводы:
* Более подробный вывод уравнения для определения коэффициента мощности
сварочной цепи см. в главе V.
Трехфазная сварочная дуга
51
1. Устойчивость дуги улучшается при наличии индуктивности
в сварочной цепи.
2. Для обеспечения непрерывности горения дуги в обычных
условиях сварки отношение напряжения холостого хода источника
питания к напряжению дуги должно быть в пределах 1,8—2,5.
С увеличением напряжения холостого хода и действующего значе-
ния сварочного тока устойчивость дуги улучшается. Однако напря-
жение холостого хода не должно быть чрезмерным, так как габа-
риты, вес и мощность оборудования увеличиваются с увеличением
//о, а коэффициент мощности cos ср уменьшается.
3. При уменьшении рабочих токов и увеличении напряжения
пли длины дуги желательно, чтобы напряжение холостого хода
источника питания увеличивалось.
4. Кривые напряжения и тока в сварочной цепи несинусоидальны,
что обусловливает снижение мощности дуги переменного тока
на 5—20% по сравнению с ^постоянным током при одинаковых зна-
чениях 1д и Ud, так как коэффициент мощности дуги переменного
тока \д < 1.
5. Расчет электрических цепей, содержащих дугу, можно с до-
статочной точностью производить путем замены несинусоидаль-
пых кривых тока и напряжения эквивалентными синусоидами.
§ 5. ТРЕХФАЗНАЯ СВАРОЧНАЯ ДУГА
Сварка трехфазной дугой обычно производится двумя электро-
дами от трехфазных сварочных трансформаторов или специаль-
ной трехфазной схемы питания. Две фазы от источника питания
подключаются к электродам, а третья фаза — к свариваемому
изделию. Схематическое изображение трехфазной сварочной дуги
приведено на фиг. 23. Параллельное расположение электродов,
разделенных непроводящим покрытием, так называемый сдвоен-
ный электрод, применяется обычно при ручной сварке (фиг. 23, а).
При автоматической сварке электродные проволоки располагают
нод углом (фиг. 23, б).
Как видно из фиг. 23, трехфазная дуга состоит из трех отдель-
ных дуг, горящих в одном общем плавильном пространстве или
имеющих общую газовую полость: две зависимые дуги горят между
каждым из электродов и свариваемым изделием, а третья — незави-
симая (косвенная) дуга возникает между двумя электродами.
На фиг. 24 приведено схематическое изображение последователь-
ности горения отдельных дуг и показана полярность электродов;
и изделия в трехфазной дуге через V12 периода. Как видно из схемы*
и каждый момент времени в трехфазной дуге может существовать
по более двух отдельных дуг. Это объясняется тем, что на небольшом
по площади торце одного из электродов не могут возникнуть одно-
временно катодное и анодное пятна. Так, например, для того чтобы
4*
52
Особенности сварочной дуги переменного тока
в момент времени 1 (фиг. 24) могла существовать третья независимая
дуга между электродами, на торце одного из электродов должны
возникнуть одновременно катодное и анодное пятна, а в одном и том
Фиг. 23. Схема трехфазной дуги:
а — параллельное расположение электродов; б — расположение электродов под углом; 1 и 2 —
электроды; 3 — изделие; 4 — покрытие спаренных электродов; It и /2 — токи в электродах;
Z3 — ток в изделии; С/12, ^гз. U— напряжения отдельных дуг.
же приэлектродном пространстве
жительные, так и отрицательные
невозможно.
должны образоваться как поло-
объемные заряды, что физически
Фиг. 24. Схематическое изображение последовательности
горения трехфазной дуги через каждую V12 периода.
«Стрелками условно показано направление движения
электронов в дуге.
Отдельные дуги, составляющие трехфазную дугу, представ-
ляют собой в общем случае несимметричную нагрузку из нели-
нейных активных сопротивлений, включенных треугольником.
Трехфазная сварочная дуга
53
Режим горения каждой дуги характеризуется напряжениями t/i2,
и соответственно фазовыми токами в отдельных дугах 112у
!,хл и /31. Напряжения и токи отдельных дуг совпадают по
флле.
Режим работы системы, состоящей из источника питания и по-
|ребителя —трехфазной дуги, определяется величиной токов
и электродах и изделии Л, 12) 13 и напряжением отдельных дуг
I?» U33 И ^31-
I Три нормальных режимах сварки трехфазной дугой напряжения
уннсимых дуг между электродами и изделием и токи в электродах
одинаковы, т. е. U23 = t731 и IY = I2.
Важнейшей особенностью сварки трехфазной дугой является
позможность регулировать распределение мощности или теплоты,
утрачиваемой на расплавление электродов и проплавление основ-
ного свариваемого металла, путем изменения соотношения между
юками в электродах и изделии, а также—напряжения или длины
отдельных дуг. Обозначим отношение между током в изделии 13
и током в электродах Д = 12 через km:
= = (36)
л соотношение между напряжениями отдельных дуг — через kH:
При km > 1 глубина проплавления будет значительной,
а количество расплавленного металла электродов сравнительно
невелико. Наоборот, при km < 1 глубина проплавления может
быть незначительной, а количество расплавленного металла элек-
тродов велико. Такое раздельное регулирование режима процессов
плавления невозможно при однодуговой сварке, когда токи в элек-
троде и изделии всегда одинаковы.
В зависимости от отношения линейных токов km и напряжений
отдельных дуг kH -изменяются токи в дугах.
Как известно из теории трехфазных цепей, при соединении на-
грузки в треугольник справедливы следующие уравнения для
мгновенных значений токов и напряжений нагрузки:
Д + Д + Д = о
и
^12 4“ ^23 4“ ^31 =
Если заменить действительные кривые тока и напряжения дуги
эквивалентными синусоидами и пренебречь коэффициентом мощ-
ности то справедливы будут следующие уравнения:
I 1 4-1г4- Л = 0; (38)
^12 4" ^23 4" ^31 = 0, (39)
54
Особенности сварочной дуги переменного тока
и возможно построение векторных диаграмм, изображенных
на фиг. 25.
Токи в отдельных дугах, т. е. в фазах треугольника нагрузки,
могут быть найдены из следующих уравнений (см. фиг. 25):
Л = ^12 ^315
Il — Лз-------
/з = /31 ^23-
Графический метод определения фазных токов при заданных
линейных токах и напряжениях отдельных дуг, как показано
Фиг. 25. Векторные диаграммы напряжений дуги (а, б) и линейных
и фазных токов (в) при симметричном режиме: km = kH = 1.
на фиг. 25, состоит в следующем. На основе треугольника напря-
жений отдельных дуг (фиг. 25, а) строим трехлучевую звезду век-
торов напряжений t/12, U23 и U31f т. е. совмещаем начала всех век-
торов в одну точку О, сохраняя неизменным их взаимное располо-
жение (фиг. 25, б). Полученную звезду векторов напряжений накла-
дываем на треугольник линейных токов (фиг. 25, в) так, чтобы луч
(вектор) U12 прошел через вершину 2, а лучи U31 и U23— соответ-
ственно через вершины 1 и 3. Тогда при условии, что напряжения
дуг совпадают по фазе с фазными токами, отрезки лучей 01, 02 и
03 будут, согласно уравнениям (40), соответственно равны фазным
токам 112, /23 и 131 (фиг. 25, в).
Все построения на фиг. 25 сделаны для симметричного режима
(km =1, kH ~ 1). Однако уравнения (38), (39) и (40) справедливы
и для несимметричного режима х.
В зависимости от соотношения линейных токов и напряжений
дуг время горения отдельных дуг и величина фазных токов изме-
няется.
1 Более подробно основные соотношения в цепях, содержащих трехфазную
сварочную дугу, даны в главе X.
Трехфазная сварочная дуга
55
При km > 1 в основном горят зависимые дуги между электродами
и изделием, а независимая дуга между электродами горит лишь
в те промежутки времени, когда первые две дуги угасают.
При &т<1, наоборот, преимущественно горит независимая
дуга между электродами, а зависимые дуги между каждым из элек-
тродов и изделием горят меньший промежуток времени, главным
образом, когда угасает независимая дуга.
Однако в трехфазной дуге в любой момент времени горит по
крайней мере одна из трех составляющих ее дуг. Следовательно,
и отличие от однофазной дуги трехфазная сварочная дуга горит
непрерывно. Поэтому устойчивость горения трехфазной дуги, как
правило, выше, чем однофазной дуги. Повторное зажигание отдель-
ных дуг после угасания в конце полупериода происходит без пика
напряжения U э в условиях, когда дуговой промежуток достаточно
ионизирован, а температура активных пятен высокая.
Вследствие повышенной устойчивости трехфазной дуги напря-
жение холостого хода источника питания и индуктивность свароч-
ной цепи могут быть значительно снижены по сравнению с одно-
фазной дугой. Для нормальных режимов сварки устойчивое горе-
ние трехфазной дуги возможно при ~ = 1,2 1,25.
U д
ГЛАВА III
УСТОЙЧИВОСТЬ СВАРОЧНОЙ ДУГИ И ТРЕБОВАНИЯ
К СТАТИЧЕСКИМ И ДИНАМИЧЕСКИМ СВОЙСТВАМ
ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
§ 1. СТАТИЧЕСКАЯ УСТОЙЧИВОСТЬ СИСТЕМЫ ИСТОЧНИК
ПИТАНИЯ - ДУГА
В устойчивом состоянии дуговой разряд происходит непрерывно,
в течение длительного промежутка времени, при заданных значе-
ниях тока и напряжения дуги.
Устойчивость горения дуги и стабильность режима сварки зави-
сят как от физических условий существования дугового разряда,
так и от свойств и параметров источника питания и всех других
элементов электрической цепи.
Для удобства анализа в дальнейшем под термином «источник
или схема питания» подразумевается как сам источник питания,
так и все другие элементы, образующие электрическую цепь, исклю-
чая сварочную дугу, являющуюся основным потребителем электри-
ческой энергии при сварке.
Физические условия существования устойчивого дугового раз-
ряда и свойства сварочной дуги, отображаемые ее статической харак-
теристикой, были описаны в главе I. Поэтому в данной главе в ос-
новном рассматривается влияние свойств и параметров схемы пита-
ния на устойчивость дуги и определяются требования к характеристи-
кам оборудования с учетом свойств сварочной дуги.
Установившийся режим системы, состоящей из источника пита-
ния и потребителя энергии — сварочной дуги, определяется равен-
ством напряжений и токов в них. Следовательно, в установившемся
состоянии
идр = U ир = ир (41)
И
= 1ир = (42)
где Udp, Uир — соответственно напряжения дуги и источника
питания при установившемся рабочем режиме;
1др) 1ир — соответственно токи дуги и источника пита-
ния в установившемся рабочем режиме.
Статическая устойчивость системы источник питания — дуга
57
На фиг. 26 изображены внешняя характеристика источника
питания Uи = Л (/) (кривая /) и статическая характеристика дуги
Ud = /2 (/) (кривая 2). Как видно из фиг. 26, установившееся состоя-
ние системы определяется точками пересечения этих характери-
стик Ао и Лх, удовлетворяющих уравнениям (41) и (42).
Фиг. 26. К выводу условия устойчивости энергетической
системы при дуговой сварке:
/ — статическая внешняя характеристика источника питания
t/a = ft(/); 2 — статическая характеристика сварочной дуги
= (I).
Для определения условий статической устойчивости системы
следует проанализировать поведение системы при весьма малых
отклонениях от состояния равновесия.
Для упрощения анализа примем, что источник питания обла-
дает электромагнитной инерцией (см. § 5), обусловленной только-
индуктивностью сварочной цепи (фиг. 27). Кроме того, не будем!
учитывать явления саморегулирования дуги с плавящимся электро-
дом (см. § 3).
Уравнение динамического равновесия такой системы имеет вид
Ua{I) = Ud{I) + Lc‘^. (43>
58 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
Допустим, что в момент времени / = 0 ток по какой-либо при-
чине (например, внезапное случайное изменение степени ионизации)
получил малое отклонение AZp. В следующий момент при />0 это
отклонение начнет изменяться в функции времени. Текущее значение
отклонения тока обозначим z. Тогда ток в цепи будет равен
/^/p + z.
В соответствии с этим уравнение (43) для переходного неуста*
новившегося состояния примет вид
d (1Р 4- z)
иU UP + 0 = "о (1р + /) + Lc . (44)
Фиг. 27. Схема энергетической систе-
мы при дуговой сварке:
И. П> — источник питания; Д — сварочная
дуга; Э — электрод; И — изделие.
на ад и аи. В этом случае для
сать (см. фиг. 26, точки
Уравнения для UU(J) и Ud(I)
в общем случае не являются
линейными, но при малых откло-
нениях допустима линеаризация \
т. е. можно считать, что характе-
ристики на участках ЛОВХ и Л0В2
будут прямолинейными и совпа-
дают с касательными, к характе-
ристикам в рабочей точке равно-
весия Ло, имеющими угол накло-
текущего значения i можно запи-
и в2):
иа (1Р 4- 0 и р + ии = Up + (~и)1р • i
и
(Zp + О = Up + ид = ир + • I,
z р
где
I дЦ = tg а«: |^r|zp= tgad-
Подставляя эти выражения в уравнение (44), получим после
некоторых преобразований
Преобразуем это уравнение к виду
^4+-л-о.
(45)
1 Линеаризация уравнений основана на принципе Ляпунова о разложении
в ряд Ua (Iр i) и Ud (Ip + i) по степеням I и отбрасывании членов, содержащих
I в степенях второй и выше.
Статическая устойчивость системы источник питания — дуга
59
1 / dUл dU\ « < v
где ky = ----дГ)/ —коэффициент устойчивости энергетиче-
ской системы.
Уравнение (45) есть обыкновенное линейное дифференциальное
уравнение с постоянными коэффициентами. Решением этого урав-
нения с учетом начальных условий (/ = Д/р при t = 0) будет
__ __L.
i = Мре Lc = Мре Тс
(46)
где Тс = — постоянная времени системы источник питания —
Ry
дуга, в сек.
Система будет находиться в состоянии устойчивого статического
равновесия при условии, если малое отклонение тока от заданного
значения с течением времени будет уменьшаться. Если, наоборот,
это отклонение растет, то равновесие системы будет неустойчивым.
Анализируя уравнение (46), можно сделать вывод, что основным
условием статической устойчивости системы является
7\>0
или
<47>
так как Lc всегда больше нуля.
При соблюдении этого условия, как видно из уравнения (46),
возникшее отклонение тока Д/р будет с течением времени убывать
по экспоненте, стремясь в пределе к нулю.
Таким образом, основное условие устойчивости может быть
сформулировано в следующем виде: коэффИ1^иент устойчивости си-
стемы при дуговой сварке ky, равный разности производных урав-
нений статических характеристик дуги и источника питания в ра-
бочей точке, должен быть положительным.
Физический смысл указанного условия устойчивости может быть
пояснен при помощи основных понятий, принятых в теории нели-
нейных электрических цепей. *
Согласно этой теории значение производной , отображаю-
щей связь между мгновенными значениями напряжения и тока в про-
цессе их изменения в нелинейных элементах, называется динами-
ческим сопротивлением элемента, а отношение —, отображающее
связь между этими же величинами в установившемся состоянии,
принято называть эквивалентным сопротивлением элемента. Ди-
намические и эквивалентные сопротивления нелинейных элемен-
тов являются функциями тока и напряжения.
60 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
Исходя из этих понятий, значение производной может
быть названо динамическим сопротивлением дуги и соответственно
значение производной ( ] — динамическим сопротивлением ис-
точника питания для определенных значений тока в цепи.
В соответствии с этим коэффициент устойчивости
Ь - ( дид дии \
*У-\д! di )ip
является динамическим сопротивлением всей системы, состоящей
из источника питания и сварочной дуги.
Следовательно, с учетом указанных понятий условие устой-
чивости может быть сформулировано в несколько ином виде: система
будет статически устойчивой, если динамическое сопротивление ее
ky, называемое коэффициентом устойчивости, будет положительным.
Как видно из уравнения (46), выполнение условия ky > 0 зави-
сит от соответствия формы внешней характеристики источника
питания заданной форме статической характеристики дуги.
Внешняя характеристика источника питания так же, как и ха-
рактеристика дуги, может быть падающей, абсолютно жесткой или
возрастающей. В первом случае напряжение на нагрузке — дуге
снижается с увеличением тока, во втором оно практически не зави-
сит от величины тока нагрузки. Наконец, при возрастающей характе-
ристике напряжение на нагрузке возрастает с увеличением тока.
Соответственно с этим напряжение холостого хода источника пита-
ния UQ больше; приблизительно равно или меньше рабочего напря-
жения дуги Up = Ud.
Форма характеристик (падающая, абсолютно жесткая или воз-
растающая) определяется знаком производной, а крутизна воз-
растания или падения характеристики — углом а (фиг. 26).
При падающей статической характеристике дуги, когда динами-
ческое сопротивление дуги отрицательно, т. е. < 0, для соблю-
дения условия ky > 0 внешняя характеристика источника питания
= fi (/) в рабочей точке должна быть более круто падающей, чем
1 dUu I I dUd I
статическая характеристика дуги, т. е.
Как видно из фиг. 26, в точке Ао внешняя характеристика источ-
ника падает круче, чем характеристика дуги, следовательно, система
будет устойчивой.
В точке Л1 статическая характеристика дуги более крутая, т. е.
\dUu\ <?\dUd\ и k <-0
Равновесие при режиме сварки, определяемом точкой Ai, неустой-
чиво. Действительно, при отклонении тока на величину Д/р это
.Устойчив. дуги и стабильность режима сварки при изменении длины дуги 61
отклонение с течением времени будет увеличиваться так, что дуга
либо погаснет (Д/р < 0), либо ток в дуге возрастет до значения I =
1 р (Д/р > 0), и система перейдет в новое равновесное состояние,
определяемое точкой Ло.
В обычных условиях сварки, в первую очередь при ручной дуго-
вой сварке, напряжение дуги прктически не зависит от тока (см.
главу I). При таких режимах 0- Следовательно, в этом
случае
4’ = -(tV' (48)
Для соблюдения условия устойчивости
ky > 0 производная
должна быть отрицательной, т. е. внешняя характеристика
источника питания и в этом случае должна быть падающей, но кру-
тизна ее может быть значительно меньшей, чем в случае < 0.
' ip
Напряжение холостого хода может быть близко по своей величине
к рабочему напряжению дуги: t/0 ~ Uр.
Для возрастающей характеристики дуги динамическое сопро-
тивление дуги положительно (Jjfy > 0. В этом случае коэффициент
устойчивости /гу может быть положительным при абсолютно жест-
кой внешней характеристике источника питания, когда = 0,
Uu = h U) = const и l/0 = ир.
Если исходить только из условий устойчивости, то при воз-
растающей статической характеристике дуги, в первую очередь
при постоянном токе, принципиально допустима возрастающая внеш-
няя характеристика источника питания. Для соблюдения условия
устойчивости kv > 0 крутизна возрастания внешней характеристики
источника питания должна быть меньше крутизны возрастания
характеристики дуги, т. е.
р
р
§ 2. УСТОЙЧИВОСТЬ ДУГИ И СТАБИЛЬНОСТЬ РЕЖИМА СВАРКИ
ПРИ ИЗМЕНЕНИИ ДЛИНЫ ДУГИ
В условиях сварки, особенно при ручной дуговой сварке, воз-
можны внезапные (ступенчатые) или периодические изменения длины
дуги, а также может возникнуть необходимость несколько растя-
нуть дугу, когда приходится сваривать изделия в неудобных или
труднодоступных местах. Следовательно, сварочная дуга должна
быть устойчивой, или, как говорят, эластичной в случае ее удли-
нения (растягивания) в некоторых пределах, а режим сварки не дол-
62 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
жен резко изменяться. Критерием устойчивости или эластичности
дуги может служить максимальная длина дуги ldm, которой можно
ее растягивать без опасности обрыва, т. е. угасания дугового раз-
ряда.
При удлинении дуги ток /d, как правило, уменьшается (см.,
например, фиг. 28). В зависимости от физических условий существо-
вания дугового разряда (материал электродов, покрытий или флю-
сов, электропроводность и температура столба, условия охлажде-
ния, род тока и т. п.) для каждого электрода в соответствии
с его диаметром существует некоторое минимальное значение
тока дуги /т1п, при котором дуговой разряд становится не-
устойчивым. Следовательно, чем ниже минимально допустимое
значение тока дуги и чем меньше отклонение тока при удлинении
дуги, тем больше максимальная длина, до которой можно растя-
нуть дугу до ее обрыва.
На величину 1дт существенное влияние оказывает также исход-
ный режим, т. е. значение сварочного тока, при котором начинается
удлинение дуги; чем больше начальный сварочный ток, тем больше
можно растянуть дугу при прочих равных условиях.
Для заданных физических условий существования дугового
разряда, т. е. для заданного /т1п, возможность удлинения дуги
определяется в основном величиной отклонения тока дуги Д/^ при
изменении ее длины на величину Д/д.
Величина отклонения тока Д/д при заданном отклонении Д/^,
зависит от формы статических характеристик и параметров дуги
и источника питания.
Для подтверждения последнего положения рассмотрим случай
изменения длины дуги при падающей внешней характеристике
источника и падающей статической характеристике дуги. Нетрудно,
показать, что выводы, полученные при анализе такой системы,
справедливы также для устойчивой системы с дугой, имеющей жест-
кую или возрастающую статическую характеристику.
На фиг. 28 изображены две статические характеристики дуги
для двух значений длины дуги 1д1 (кривая 1) и 1д2 (кривая 2) и внеш-
няя характеристика источника питания (кривая 5). При меньшей
длине дуги режим сварки определяется точкой А, а при удлине-
нии дуги до 1д2 на величину Д/^ = /д2 — 1д\ новый режим опре-
делится точкой А2. При этом напряжение дуги изменится на Д£7д,
а ток —на Д/д.
Допустим, что в пределах рассматриваемых отклонений тока
участки статических характеристик дуги и источника питания
будут прямолинейными. Тогда суммарное отклонение напряже-
ния дуги ^Ud от изменения тока и длины дуги определяется, .со-
гласно фиг. 28, из следующего выражения:
Д(/а = Шд1 + = AZ, (49)
Устойчив, дуги и стабильность режима сварки при изменении длины дуги 63
। де Д(/д1 = Д/д — изменение напряжения от изменения длины
дуги Д/д, при 1д = const;
kU di = t±I дЩ~—изменение напряжения от изменения тока
дуги Д/д при 1д = const.
Учитывая, что 4^ = Ес, можно выражение (49) преобразовать
гак:
Шд = ЫдЕс+Мд^. (50)
Изменение напряжения дуги
t±Ud в установившемся режиме
равно изменению напряжения
источника питания &UU, т. е.
Д6/„ = Д{/в = Д/^. (51)
Из уравнений (50) и (51)
можно после некоторых преоб-
разований записать:
д г / dUd dUa\ ____ д / р
дП), --ь1дЕс
, р
или
Фиг. 28. К определению отклонения
тока Д/а при удлинении дуги:
1 и 2 — статические характеристики дуги,
1д2 ^1’ — внешняя характеристика источ-
ника питания.
Д/ = Е
Ш д ky
(52)
где ky = ---— коэффициент устойчивости системы [см.
Р уравнение (47) ].
Из анализа уравнения (52) можно сделать ряд важных выводов
об устойчивости дуги и изменении сварочного тока при удлинении
дуги.
Так как по условию устойчивости системы коэффициент ky всегда
должен быть положительным [см. уравнение (47) ], то отклонения
тока Д/д и длины дуги Д/д всегда имеют противоположные знаки,
т. е. ток дуги уменьшается при удлинении дуги.
Абсолютная величина отклонения тока дуги Д/д уменьшается
с возрастанием коэффициента ky и, следовательно, увеличивается
максимально возможная длина дуги; таким образом, эластичность
дуги повышается с увеличением коэффициента ky.
Коэффициент устойчивости системы ky зависит от формы ста-
тической характеристики дуги и внешней характеристики источ-
ника питания. Следовательно, устойчивость и эластичность дуги
повышается или падает в зависимости от формы этих характеристик.
64 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
Например, в случае падающей статической характеристики дуги,
которая имеет место при малых плотностях тока в электроде, коэф-
фициент устойчивости &умал, так как < 0- Поэтому изме-
нение тока Д/д, вызванное удлинением дуги, велико, а максимально
допустимая длина дуги и устойчивость ее малы.
Фиг. 29. Определение отклонения тока Д/э для различных
статических характеристик дуги:
Д/di > Д^д2 > Д/дз-
Для режимов, при которых напряжение дуги не зависит от тока,
коэффициент^ увеличивается, так как 0, а следовательно,
устойчивость или эластичность дуги при таких режимах возрастает
по сравнению с режимами, для которых статическая характеристика
дуги падающая.
При возрастающей характеристике дуги > 0, т. е. коэф-
фициент ky будет максимальным по сравнению с другими видами
статической характеристики дуги. В этом случае отклонение тока
Д/д при заданном значении Д/д будет минимальным, а устойчивость
или эластичность дуги наибольшей.
Для пояснения приведенных выше выводов на фиг. 29 показано
отклонение тока Д/д при одинаковом удлинении дуги на величину
Д/д для трех видов статической характеристики дуги: падающей —
кривые 1 и Д; абсолютно жесткой, т. е. не зависящей от тОка, —
кривые 2 и 2' и возрастающей — кривые 3 и 3'.
Внешняя характеристика источника питания (кривая 4) для
всех трех видов статической характеристики дуги одинаковая.
Устойчив, дуги и стабильность режима сварки при изменении длины дуги 65
Исходный режим определяется точкой Ло, в которой все три
статические характеристики дуги (/, 2 и 3) при длине дуги 1д1
пересекаются с внешней характеристикой источника питания 4.
При удлинении дуги на величину Д/а все три статические харак-
теристики перемещаются по вертикали параллельно самим себе
на величину t±Udl=LldEc. Новые режимы горения дуги в этом
(*л у чае определяются точками
гической характеристики дуги
кой источника питания '4.
Как видно из фиг. 29, откло-
нения тока Д/д для каждого
вида статической характери-
стики дуги будут различны-
ми, причем
д2 > ^^53,
что подтверждает выводы о
влиянии формы статической
характеристики дуги на от-
клонение тока и устой-
чивость дуги при ее удли-
нении.
Устойчивость дуги при ее
удлинении в значительной
степени зависит также от
крутизны внешней характе-
ристики, т. е. от параметров
источника питания.
При падающей внешней
41, А 2, А3 пересечения каждой ста-
Г, 2' и 3' с внешней характеристи-
Фиг. 30. Определение отклонения тока Д/а
для различных внешних характеристик
источника питания:
Д/<32 > Д/di-
(dUu\ . а
характеристике, когда < 0,
коэффициент устойчивости ky растет с увеличением крутизны харак-
теристики, так как при этом увеличивается абсолютное значение
„ I dUn I
производной • Следовательно, с увеличением крутизны падаю-
щей внешней характеристики отклонение тока Д/д уменьшается,
а максимально допустимая длина дуги и устойчивость ее повышаются.
При уменьшении крутизны «падения внешней характеристики,
т. е. при уменьшении напряжения холостого хода источника пита-
ния, коэффициент ky уменьшается, отклонение тока Д/^ увеличи-
вается, а эластичность дуги снижается.
В подтверждение этих* выводов на фиг. 30 показно отклонение
тока Ыд при одинаковом удлинении дуги Д/д для двух типов внеш-
ней характеристики источника питания: 1 — круто падающей, с высо-
ким напряжением холостого хода (701 и 2 — полого падающей, с низ-
ким напряжением холостого хода (702. Форма статической характе-
ристики дуги 3 (возрастающая) для обоих типов внешних характе-
ристик источников принята одинаковой. Методика графического
.5
Рабинович 22
66 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
определения отклонения тока Д/д на фиг. 30 аналогична фиг. 29.
Как видно из фиг. 30, при снижении напряжения холостого хода
источника питания и уменьшении крутизны его внешней характе-
ристики отклонение тока увеличивается (Д/д2 > Д/д1), а сле-
довательно, и эластичность дуги снижается.
§ 3. СТАТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СИСТЕМ РЕГУЛИРОВАНИЯ ДУГИ
И ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОЙ
СВАРКЕ
Регулирование режима и длины дуги осуществляется в процессе
сварки вручную или автоматически с целью поддержания заданных
значений тока и напряжения дуги.
Рассмотренные в предыдущих параграфах статические характе-
ристики дуги Ud = f (/) при неизменной ее длине (1д — const)
могут быть названы естественными статическими характеристиками.
Режим горения дуги при заданной ее длине, как было показано
выше, определяется точкой пересечения естественной статической
характеристики дуги с одной из внешних характеристик источника
питания.
При ручной дуговой сварке плавящимся электродом, если внеш-
няя характеристика задана соответствующей настройкой источника
питания (см. главу IV), требуемую длину и соответственно напря-
жение дуги поддерживают вручную, путем подачи электрода по мере
его расплавления, и тем самым задают режим сварки, определяе-
мый точкой пересечения двух заданных статических характеристик:
Ud = л (/) при 1д = const и ии = fl (/).
При автоматической сварке поддержание режима на заданном
уровне и подача электродной проволоки осуществляются не вручную,
а производятся автоматическим регулятором. Воздействие на регу-
лируемый объект — дугу — при поддержании режима сварки заклю-
чается в таком изменении ее длины, при котором устойчивая работа
системы источник питания — дуга возможна лишь на заданном
уровне напряжения или тока в пределах точности, обеспечиваемой
регулятором или оператором-сварщиком. Это означает, что регу-
лятор или сварщик воздействуя на регулируемый объект — дугу,
путем соответствующей подачи электрода заменяет семей-
ство возможных естественных статических
характеристик при различных произволь-
ных значениях длины дуги одной характе-
ристикой — так называемой статической характеристикой сис-
темы регулирования.
Поясним сказанное на примере двух типовых систем автомати-
ческого регулирования дуги с плавящимся электродом, применяе-
мых в СССР.
Системы саморегулирования дуги. В устройствах для автомати-
ческой сварки, основанных на принципе саморегулирования дугих
Статические характеристики систем регулирования дуги 67
электродная проволока подается специальным механизмом с по-
стоянной скоростью, не зависящей от тока и напряжения дуги.
В процессе плавления электродной проволоки скорость подачи Vn
сравнивается со скоростью ее плавления V9. Статическое равно-
весие системы возможно только при условии равенства скорости
подачи и скорости плавления, т. е.
Vn = V, (53)
Как уже указывалось в главе I, скорость плавления электрода
при автоматической сварке возрастает с увеличением тока и несколько
снижается с увеличением напряжения дуги.
Исследования процессов саморегулирования дуги [13] пока-
зали, что зависимость скорости плавления от тока и напряжения
дуги может быть выражена с достаточной для практики точностью
уравнением
Va = kcmId-kCHUd, (54)
где Кт — коэффициент пропорциональности, называемый коэф-
фициентом саморегулирования дуги по току, (см-сект1 X
X а"1);
kCH — коэффициент саморегулирования дуги по напряжению
(cM-ceKT'e-1).
Уравнение (54) в общем случае будет нелинейным, так как коэф-
фициенты саморегулирования kcm и kCH зависят от напряжения
и тока дуги. Однако в пределах нормальных плотностей тока, при-
меняемых при сварке под флюсом, и неизменном значении диаметра
электрода d9 средние значения этих коэффициентов могут быть
приняты постоянными.
Если пренебречь влиянием величины напряжения на скорость
плавления, то величина kcm при сварке стальными электродами
может быть определена из следующего выражения;
А>е,„ = 0;00453-^, • (55)
где knQ — коэффициент плавления электрода в г-а-1 «час-1, опре-
деляемый при данной плотности тока в электроде и мини-*
мальном напряжении 'дуги;
d9 — диаметр электрода в мм.
Решая совместно уравнения (53) и (54) относительно 1д, полу-
чим уравнение статической характеристики системы саморегули-
рования:
= Т5- + = 7з+ иэ> (56)
“ст “ст кст ' '
где /3 = ----заданный ток, зависящий от величины постоян-
кст
ной (независимой) скорости подачи электродной проволоки Va.
5*
68 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
Величина Ud характеризует отклонение тока дуги от задан-
^ст
ного значения 1ЭУ вызванное влиянием напряжения дуги на скорость
' плавления электрода. Эта ошибка системы регулирования по току
при изменении напряжения дуги в пределах от 30 до 50 в, как пока-
зали опыты и расчеты [13], составляет не более 5—10% от вели-
чины заданного тока 13.
Таким образом, устройство для автоматической
сварки с постоянной (независимой) скоро-
Фиг. 31. Статические характеристики источника питания
и системы саморегулирования дуги.
стью подачи электродной проволоки под-
держивает с определенной точностью ток
дуги на заданном уровне.
Так как ток дуги поддерживается автоматически без специаль-
ного регулятора, воздействующего на дугу, то это свойство дуги
с плавящимся электродом называется свойством саморегулирования
или самовыравнивания. Режим сварки определится точками пере-
сечения статической характеристики системы саморегулирования
дуги и внешних характеристик источника питания (точки А1у А2
и А3 на фиг. 31.)
На фиг. 31 изображены три внешние характеристики источника
питания — кривые У, 2 и 3 и статическая характеристика системы
саморегулирования дуги — кривая 4, соответствующая уравнению
(56).
Каждому режиму, определяемому точками пересечения этих
характеристик А1у А2, А3, соответствует точка, лежащая на есте-
ственных статических характеристиках дуги определенной длины
(/а1, ^2, ^з)- Следовательно, точки А1у А2 и А3 одновременно лежат
Статические характеристики систем регулирования дуги
69
на естественных статических характеристиках дуги, проходящих
через эти точки. Поэтому на фиг. 31 через точки устойчивой работы
системы Лх, А2, А3 проведены кривые 5, 6, 7, представляющие
собой отрезки естественных статических характеристик дуги для
различных значений длины дуги: /д1 < 1д2 < ^з-
Из построений, приведенных на фиг. 31, следует, что статическая
характеристика системы саморегулирования (кривая 4) представ-
ляет собой геометрическое место точек ряда естественных стати-
ческих характеристик дуги, соответствующих устойчивым режи-
мам горения дуги для заданной скорости подачи электрода. Эти
режимы по току определяются уравнением статической характе-
ристики саморегулирования (56). В противном случае, если ток
дуги будет отличаться от значения тока, соответствующего урав-
нению (56), то условие устойчивой работы системы саморегулиро-
вания Vn = V9 будет нарушено.
При отклонении напряжения или длины дуги от значений, задан-
ных точкой пересечения статических характеристик источника пита-
ния и системы саморегулирования, ток дуги также изменяется на
величину Д/^. Отклонение тока при изменении длины дуги опре-
деляется согласно уравнению (52):
XI —___ .F
Из-за изменения тока и напряжения дуги будет нарушено усло-
вие равновесия системы, т. е. Vn =/= V9. Следовательно, результи-
рующая скорость перемещения конца электродной проволоки по
направлению к изделию не будет равна нулю и длина дуги будет
изменяться.
При отклонении длины дуги на величину Д/д разность ДУ*
между неизменной скоростью подачи и изменившейся скоростью
плавления электродной проволоки на величину ДУЭ будет пропор-
циональна отклонению тока и напряжения дуги: Д/д и &Udl. Со-
гласно уравнению (54)
ЛVK = XV э = kcmM9 - kCHbUdl = -МдЕс Q . (57)
Так как по условиям устойчивости системы ky > 0, то знаки
относительной скорости конца электрода ДУ* и отклонения длины
дуги Д/д будут разными. Это означает, например, что при удлине-
нии дуги (Д/д > 0) скорость плавления электрода будет меньше
скорости его подачи (ДУЭ = Д VK < 0), конец электродной прово-
локи будет перемещаться к изделию, и дуга будет укорачиваться.
Отклонение длины дуги будет отрабатываться системой саморегу-
лирования при ky > 0 до тех пор, пока режим сварки придет в ис-
ходное установившееся состояние.
Если ky < 0, то знаки отклонения длины дуги Д/д и относи-
тельной скорости перемещения конца электрода &VK могут быть
70 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
одинаковыми. Это означает, например, что в случае удлинения
дуги (Д/д > 0) ток дуги увеличится (Д/д > 0) и скорость плавления
станет больше скорости подачи (Д V9 = Д VK > 0). Вследствие этого
конец электрода будет перемещаться от изделия, т. е. дуга еще
более удлинится. Следовательно, возникшее отклонение длины дуги
не только не будет отрабатываться системой регулирования, а,
наоборот, будет возрастать, т. е. система саморегулирования будет
неустойчивой.
Таким образом, саморегулирование дуги возможно только в том
случае, если выполняется общее условие устойчивости системы
источник питания — дуга (47): ky > 0.
Быстрота восстановления равновесия в системе или интенсив-
ность действия саморегулирования будут тем больше, чем больше
относительная скорость т. е. чем больше начальное отклоне-
ние тока дуги \1д. В соответствии с этим интенсивность саморегу-
лирования можно оценить следующим отношением 1:
К<=Ж = -Мт7 + Ч’ <58>
где Кс — полный коэффициент усиления системы саморегулирова-
ния, характеризующий ее быстродействие, в сек.-1.
Из выражения (58) следует, что интенсивность саморегулиро-
вания возрастает с увеличением коэффициентов kcm и kCHi т. е.
с увеличением плотности тока в электродной проволоке и умень-
шением ее диаметра [см. уравнение (55) ].
Увеличение градиента потенциала или напряженности электри-
ческого поля в столбе дуги Ес также повышает интенсивность само-
регулирования. По этой причине интенсивность саморегулирования
дуг и под флюсом (Ес = 30 и- 35 в/см) при прочих равных усло-
виях значительно больше, чем для дуги в защитных газах (Ес =
= 7 -г- 15 в/см).
Большое влияние на интенсивность саморегулирования оказы-
вает коэффициент /еу> зависящий от формы статических характе-
ристик дуги и источника питания.
Как было показано в предыдущем параграфе, коэффициент ky
увеличивается при переходе от падающей статической характери-
стики дуги к возрастающей, а также растет при увеличении кру-
тизны падающей внешней характеристики источника питания.
Следовательно, интенсивность саморегулирования при воз-
растающей статической характеристике дуги будет наименьшей.
Для увеличения интенсивности саморегулирования дуги жела-
тельно, чтобы внешняя характеристика источника питания была
по возможности полого падающей и значение ky меньше.
1 Время отработки отклонения режима системой самоурегулирования обычно
значительно больше времени переходного процесса в источнике питания (см. § 5).
Поэтому при оценке быстродействия системы регулирования можно пренебречь
инерционностью источника питания.
Статические характеристики систем регулирования дуги
71
В последнее время для автоматической сварки при возрастаю-
щих статических характеристиках дуги постоянного тока начинают
применять источники питания с жесткими или даже с возрастаю-
щими внешними характеристиками, что позволяет значительно
повысить интенсивность саморегулирования дуги [16], [17].
Однако в таких источниках питания напряжение холостого хода
обычно бывает слишком низким, что несколько затрудняет воз-
буждение дуги в начале сварки. Вследствие больших отклонений
тока Д/д при значительном удлинении дуги возможно также уга-
сание дугового разряда до того, как система саморегулирования
отработает отклонение длины дуги.
В случае небольших отклонений длины дуги, наблюдающихся
при автоматической сварке, этот недостаток источников питания
с жесткими характеристиками не имеет существенного значения.
Для обычных режимов автоматической сварки под флюсом,
когда напряжение дуги не зависит от тока, существующие источники
питания-с падающей внешней характеристикой обеспечивают до-
статочную интенсивность и быстродействие системы саморегули-
рования дуги.
Приведенное выше описание процесса саморегулирования дуги
с плавящимся электродом показывает, что в устойчивой системе
ток поддерживается на уровне, заданном величиной постоянной
скорости подачи электрода. При заданной внешней характеристике
одновременно с током поддерживается на определенном уровне
напряжение и соответствующая ему длина дуги.
Аналогичные явления имеют место при ручной дуговой сварке,
когда электрод подается вручную к изделию с постоянной скоро-
стью.
Системы принудительного регулирования напряжения дуги.
Второй типовой системой автоматического регулирования явля-
ются устройства с автоматическими регуляторами напряжения дуги.
В этих системах скорость подачи электродной проволоки про-
порциональна напряжению дуги:
V„ = kHd(Ud-U3H), (59)
где kHd — коэффициент пропорциональности, называемый коэффи-
циентом усиления регулятора, в см
U3H — задающее напряжение, определяющеетре буемое значение
напряжения дуги; это напряжение сравнивается на входе
регулятора с регулируемой величиной — напряжением
дуги.
Условие равновесия системы для дуги с плавящимся электро-
дом по-прежнему будет, согласно уравнению (53), Vп = V9.
Решая совместно уравнения (54) и (59) относительно напряжения
дуги, при условии, что Vn = V9, получим уравнение статической
72 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
характеристики системы регулирования напряжения дуги с пла-
вящимся электродом:
U9=U3p + Id
kcm
^нд + ^сн ’
(60)
где U3 = U3H L ----------расчетное значение задающего параметра
р &нд “г ^сн
с учетом влияния саморегулирования дуги.
Фиг. 32. Статические характеристики источника питания
и системы регулирования напряжения дуги.
Графическое изображение статической характеристики системы
регулирования напряжения дуги по уравнению (60) дано на фиг. 32
(кривая 4). Режим устойчивой работы системы, как и в предыдущем
случае, определится точками пересечения Лх, Л2, Л3 статической
характеристики системы 4 с внешними характеристиками источ-
ника питания /, 2 и 3. На фиг. 32 также показаны отрезки естест-
венных статических характеристик дуги 5, 6 и 7 для соответствую-
щих длин дуги /di < 1д2 < 1д3- Как следует из уравнения (60)
и фиг. 32, между действительным напряжением Ud, поддерживае-
мым регулятором, и заданным значением напряжения U3p суще-
ствует определенная разность, которая уменьшается с увеличением
коэффициента усиления регулятора kHd. В нормальных регуляторах
коэффициент усиления kHr) в десятки раз больше коэффициентов
саморегулирования kcm и kCH. Поэтому в таких регуляторах Ud
U3p = U3H, т. е. регулятор с достаточной точностью поддержи-
вает напряжение дуги.
Из построений на фиг. 32 следует, что статическая характеристика
системы регулирования напряжения дуги представляет собой гео-
метрическое место точек ряда естественных характеристик дуги*
Статические характеристики систем регулирования дуги
73
соответствующих устойчивым режимам горения при заданном регу-
лятором напряжении дуги.
В случае удлинения дуги и увеличения ее напряжения скорость
подачи увеличивается, а скорость плавления уменьшается. Конец
электродной проволоки будет приближаться к изделию со ско-
ростью Д VK, т. е. возникшее отклонение длины дуги будет автома-
тически отрабатываться регулятором. Отклонение скорости подачи
можно определить, согласно выражению (59), как
bV„ = kHdMJ9,
а отклонение скорости плавления, по уравнению (57), равно
дУ9 = _д/эеД*£2- + ^).
Следовательно, результирующая скорость перемещения конца
электродной проволоки
Д ук = - Д Va = - МдЕс + kCH) - kHdMJd.
С учетом уравнений (50) и (52) последнее выражение можно*
преобразовать следующим образом:
ДУК = —+ fl —^1 ,
К О b £ I Си I n,U j J >
где k$m — di »
Если пренебречь инерционностью регулятора, то интенсивность
регулирования, как и в предыдущем случае, определится из отно-
шения
+ + + <61)
где — суммарный коэффициент усиления системы
принудительного регулирования дуги с уче-
том действия саморегулирования, в сек-1;
KH = -Eckнд 1 — — полный коэффициент усиления разомкнутой
системы регулирования напряжения дуги,
в сек-1;
Кс — полный коэффициент усиления системы
саморегулирования дуги [см. уравне-
ние (58)].
Из сравнения уравнений (58) и (61) следует, что | Кр | > | Кс К
т. е. интенсивность процесса принудительного регулирования при
безынерционном регуляторе напряжения дуги больше быстродей-
ствия системы саморегулирования.
74 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
При соответствующем выборе величины коэффициента усиления
регулятора kHd интенсивность регулирования в основном опреде-
ляется полным коэффициентом усиления разомкнутой системы регу-
лирования напряжения дуги, так как в этом случае | Кн | > |/Сс|.
Из уравнения
следует, что абсолютная величина коэффициента Кн уменьшается,
т. е. быстродействие системы регулирования напряжения дуги сни-
жается при возрастающих характеристиках дуги, когда kdm > О,
и уменьшается также при увеличении жесткости падающей внешней
характеристики или увеличении крутизны возрастающей внешней
характеристики источника питания, так как ky .при этом умень-
шается. Уменьшение быстродействия в рассматриваемых случаях
объясняется тем, что при одинаковом отклонении длины дуги умень-
шается величина отклонения напряжения дуги Д(/д (см. фиг. 29
и 30). Следовательно, при прочих равных условиях изменение ско-
рости подачи ДУЛ и соответственно скорость отработки системой
регулирования отклонения длины дуги будет меньше. Так, например,
при абсолютно жесткой внешней характеристике, когда kdm =
= ky, №Jd = 0 и соответственно = 0. В этом случае система
регулирования напряжения дуги не действует и отработка откло-
нения длины дуги происходит лишь благодаря саморегулирова-
нию: Кр = Кс;
При ручной дуговой сварке электрод обычно подается к изделию
в соответствии с данными визуального наблюдения сварщика за
длиной дуги со скоростью, обеспечивающей поддержание неизмен-
ными длины и напряжения дуги. Следовательно, регулирование
режима, осуществляемое сварщиком вручную, будет иметь принци-
пиальные свойства и характеристики, аналогичные рассмотренным
выше для принудительного автоматического регулирования напря-
жения дуги.
§ 4. ТРЕБОВАНИЯ К ФОРМЕ ВНЕШНИХ ХАРАКТЕРИСТИК И ОСНОВНОЙ
ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
Анализ статической устойчивости системы источник питания —
дуга и -особенности работы системы регулирования дуги, описан-
ные в предыдущих параграфах, позволяют сформулировать основ-
ные требования к статическим свойствам источников питания, ото-
бражаемым их внешней характеристикой.
При ручной дуговой сварке и автоматическом регулировании
шапряжения дуги под флюсом, когда статическая, характеристика
,дуги обычно бывает жесткой, внешняя характеристика источника
шитания должна быть падающей (фиг. 33, кривая 1). В этом случае
система источник питания — дуга всегда устойчива. Интенсивность
автоматического регулирования напряжения дуги и эластичность
Требования к форме внешних характеристик источников питания
75
дуги возрастают с увеличением крутизны падающей внешней харак-
теристики источника питания. Последнее, как уже указывалось
в § 2, особенно важно для ручной дуговой сварки, когда при сварке
изделий сложной конфигурации в труднодоступных и неудобных
местах бывает необходимо несколько удлинить дугу. Кроме того,
при круто падающих внешних характеристиках отклонения свароч-
ного тока при изменении длины дуги будут незначительными, что
благоприятно сказывается на постоянстве теплового режима руч-
ной сварки и формировании сварного шва. Напряжение холостого
хода при падающих внешних ха-
рактеристиках всегда больше ра-
бочего напряжения дуги, что
облегчает первоначальное и по-
вторные возбуждения дуги, осо-
бенно при сварке на переменном
токе (см. главу II).
При падающей внешней харак-
теристике ограничивается ток
короткого замыкания. В процессе
ручной сварки короткие замыка-
ния цепи могут происходить до-
вольно часто (см. § 5).
Если ток короткого замыкания
будет чрезмерным, то это может
привести в некоторых случаях к
порче источника питания, а также
Фиг. 33. Оптимальные внешние харак-
теристики источников питания дуги:
1 — падающая характеристика; 2— жесткая
характеристика; 3 — возрастающая харак-
теристика.
вызвать перегрев электрода, оплавление его покрытия, что затруд-
няет зажигание дуги и последующий процесс сварки. При слишком
малом токе короткого замыкания также затрудняется зажигание ду-
ги (см. § 5). Поэтому для источников питания, имеющих падающую
внешнюю характеристику, приняты следующие соотношения между
током короткого замыкания и рабочим током:
1,25 <-^-<2.
Jp
Для систем саморегулирования дуги под флюсом, имеющей жест-
кую статическую характеристику, также необходимы источники
питания с падающей внешней характеристикой, так как только
в этом случае ky > 0, и система саморегулирования будет устой-
чива (см. § 3). Однако для увеличения интенсивности саморегули-
рования крутизна падающей внешней характеристики должна быть
по возможности небольшой, т. е. желательно, чтобы внешняя харак-
теристика была полого падающей и напряжение холостого хода
источника питания незначительно превышало рабочее напряжение
.дуги. Источники питания с полого падающими внешними характе-
ристиками допустимы преимущественно при автоматической сварке
на постоянном токе, так как на переменном токе для обеспечения
76 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
непрерывности горения дуги, как было показано в главе II, необ-
ходимо, чтобы отношение было не меньше 1,8—2,5. При ручной
и о
дуговой сварке от источников питания с полого падающими внешними
характеристиками возможность удлинения дуги ограничена (см. § 2),
что также является нежелательным.
При автоматической сварке на постоянном токе и высокой плот-
ности тока в электроде, когда статическая характеристика дуги
становится возрастающей, например в среде защитных газов, для
систем саморегулирования рационально применять источники пита-
ния с жесткими и даже с возрастающими характеристиками. Напря-
жение холостого хода у таких источников питания относительно
невелико ((70 < t/J, что может несколько затруднить первоначаль-
ное возбуждение дуги (см. § 5). Поэтому оптимальными для систем*
саморегулирования при возрастающей характеристике дуги посто-
янного тока являются источники питания, у которых внешняя
характеристика в рабочей части будет жесткой или возрастающей,
а при малых нагрузках и холостом ходе напряжение будет повышено,
как показано пунктиром на фиг. 33 (кривые 2 и 5).
Таким образом, для ручной и автоматической сварки на пере-
менном токе и для большинства случаев сварки на постоянном токе
необходимы источники питания с падающими внешними характе-
ристиками. Поэтому способ получения падающей внешней характе-
ристики является основным признаком классификации типовых
систем источников питания для дуговой сварки.
Несмотря на большое разнообразие существующих в настоящее-
время систем источников питания, в которых применяются раз-
личные методы получения падающей внешней характеристики, можно,
указать единый принцип построения источников питания для дуго-
вой сварки, по отношению к которому отдельные системы являются
частным случаем.
Как будет показано в следующих разделах, в каждом источнике
питания индуктируется э. д. с., которая при холостом ходе равна
напряжению на клеммах источника питания: Elt = UQ.
При нагрузке эта э. д. с. может остаться практически постоян-
ной. Тогда падающая внешняя характеристика получается за счет
падения напряжения в сопротивлении самого источника или в от-
дельном сопротивлении, включенном в сварочную цепь последова-
тельно с дугой.
В большинстве сварочных генераторов постоянного тока э. д. с.
с увеличением тока нагрузки уменьшается за счет размагничиваю-
щего действия специальных обмоток возбуждения или действия
потока реакции якоря. Снижение э. д. с. приводит к соответствую-
щему снижению напряжения на клеммах источника питания, т. е_
внешняя характеристика становится падающей.
Размагничивающее действие обмоток и потока реакции якоря,
можно уподобить действию эквивалентного сопротивления, вклю-
Динамические свойства источников питания дуги
77
ценного последовательно с дугой. При этом э. д. с. Еи полагаем
равной напряжению холостого хода и не зависящей от тока.
Таким образом, уравнение внешней характеристики источника
питания в общем виде будет следующим:
йи = й0-idz9, (62)
где U и — напряжение на клеммах источника при данном токе
нагрузки 1д;
(70 — напряжение при холостом ходе;
Z9 — полное эквивалентное сопротивление источника или схемы
питания.
Уравнение (62) дано в символической форме, так как оно должно
быть справедливым как для постоянного, так и для переменного
тока.
Эквивалентное сопротивление Z3 при переменном токе пред-
ставляет собой полное комплексное сопротивление источника пита-
ния:
+ PG’
где и Х9 — соответственно суммарное эквивалентное активное
и индуктивное сопротивление источника питания.
Как было показано в главе II, в источниках или схемах питания
переменного тока индуктивное сопротивление Х9 должно быть пре-
обладающим.
При постоянном токе Z9 = R9, т. е. полное сопротивление
источника питания представляет собой сумму омического сопро-
тивления и сопротивления, эквивалентного действию размагничи-
вающих потоков в источнике питания.
Из уравнения (62) следует, что внешняя характеристика источ-
ника питания определяется его параметрами — UQ и Z9. Следо-
вательно, источник питания, у которого параметры (70 и Z, можно
изменять, будет обладать семейством из нескольких внешних харак-
теристик при различных значениях этих параметров, что особенно
.важно для настройки режима сварки (см. главу IV).
§ 5. ДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ ДУГИ
Процесс сварки дугой с плавящимся электродом характеризуется
динамической нагрузкой источника питания, режим работы кото-
рого может изменяться в промежутки времени, измеряемые долями
секунды. При этом в дуге может происходить следующий периоди-
чески повторяющийся цикл явлений. Первой фазой этого цикла
является зажигание дуги и переход к режиму ее устойчивого горе-
ния. Затем во время горения дуги на конце электрода образуется
78 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников'
капля расплавленного металла, которая постепенно увеличивается
в объеме и вытягивается по направлению к изделию:
По мере вытягивания капли длина и напряжение дуги несколько
уменьшаются, а ток соответственно увеличивается. Отрыв капель,
расплавленного металла и перенос их с электрода на изделие про-
исходит под действием электродинамических сил и силы тяжести.
При короткой дуге капля может замкнуть дуговой промежуток,
что приведет к короткому замыканию сварочной цепи и угасанию
дуги. Под действием электродинамических сил капля разрывается,
после чего дуга должна возникнуть вновь. Таким образом, при раз-
рыве капли происходит переход от короткого замыкания к рабочему
режиму нормального горения дуги, аналогичный по характеру пер-
воначальному зажиганию дуги, но происходящий в более благопри-
ятных для возбуждения дуги физических условиях. Далее этот цикл
явлений в дуге с плавящимся электродом периодически повторяется:
(см. фиг. 34).
Исследование процесса переноса металла показало, что при
ручной сварке открытой дугой электродами с тонким покрытием*
образуются крупные капли, приводящие в случае короткой дуги
к частым (от единиц до несколько десятков в секунду) коротким замы-
каниям. При сварке электродами с толстым покрытием преобладают
мелкие капли, а короткие замыкания дугового промежутка проис-
ходят редко.
При высокой плотности тока в электроде, в том числе
при сварке под флюсом, перенос металла происходит в виде мелких
капель, образующих в некоторых случаях непрерывную струйку
из жидкого металла.
Короткие замыкания дугового промежутка практически отсут-
ствуют, а изменения напряжения и тока дуги в процессе образо-
вания мелких капель незначительны.
На фиг. 34 изображена примерная картина изменения тока
и напряжения во время описанных выше отдельных фаз процесса
сварки открытой дугой с плавящимся электродом. Для большей
четкости промежутки времени протекания отдельных фаз изображены
на фиг. 34 в разных масштабах. В реальных условиях сварки время
установления дуги tdy измеряется десятитысячными долями секунды,
время горения дуги ts — сотыми долями, а время короткого замы-
кания при переходе капли tK — тысячными долями секунды.
Как видно из фиг. 34, переход от одного установившегося состо-
яния к другому не совершается мгновенно. Это объясняется тем,
что каждый источник питания обладает электромагнитной инерцией.
При большой электромагнитной инерции источников питания пере-
ходный процесс протекает медленно, а напряжения и ток в цепи
могут иметь значения, отличные от режима устойчивого горения
дуги. Вследствие этого сварочная дуга при динамическом измене-
нии ее режима может угаснуть или зажигание ее будет затруднено.
Скорость и вид кривых изменения тока и напряжения при переход-
Динамические свойства источников питания дуги
79
пых процессах характеризуют динамические свойства источников
питания.
Электромагнитная инерция однопостовых сварочных генерато-
ров постоянного тока с падающими внешними характеристиками)
Z/1
и0- .
Фиг. 34. Кривые изменения тока и напряжения сварочного генератора при сварке
плавящимся электродом:
/ — переход от холостого хода к короткому замыканию цепи при первоначальном зажигании
дуги; *Ку~ время установления тока короткого замыкания Iк\ t— время достижения пи-
кового значения тока короткого замыкания / ; UK — напряжение на клеммах генератора
при коротком замыкании; 2—переход от короткого замыкания к устойчивому горению дуги;
t(!у — время установления дуги; 3— устойчирое горение дуги и образование капли; tz —
время горения дуги; 4 — переход от устойчивого горения дуги к короткому замыканию цепи
при переходе капли; t * — время короткого замыкания при переходе капли.
обусловлена значительной взаимоиндуктивностью обмоток генера-
тора и индуктивностью его обмоток возбуждения х.
Сварочные трансформаторы обладают гораздо меньшей электро-
магнитной инерцией, т. е. практически являются безынерционными.
Поэтому динамические свойства источников питания имеют суще-
1 Более подробно вопрос об электромагнитной инерции сварочных генераторов
рассматривается в главе XIII.
80 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
ственное значение лишь в случае питания дуги от сварочных гене-
раторов.
Наибольшее значение для характеристики динамических свойств
сварочных генераторов и определения требований к ним имеют
переходные процессы при возбуждении дуги и коротком замыкании
дугового промежутка.
Рассмотрим несколько подробнее эти процессы.
Зажигание дуги в начале сварки производится в результате
соприкосновения электрода с изделием (короткое замыкание) и по-
следующего размыкания этого контакта путем отвода электрода
или вследствие оплавления небольшого участка электрода вблизи
торца. В первый момент возбуждения дуги режим работы источника
питания изменяется от холостого хода до короткого замыкания.
Э. д. с. сварочного генератора при этом обычно снижается до вели-
чины, равной падению напряжения в короткозамкнутой цепи. Ток
в сварочной цепи сначала резко возрастает до значения I пк, а затем
уменьшается до установившегося значения тока короткого замы-
кания 1К, если время соприкосновения электрода и изделия будет
не меньше времени переходного процесса tKy (фиг. 34).
В небольших по объему металлических выступах, по которым
происходит контакт между электродом и изделием, в течение очень
малого промежутка времени, около 10“2 сек., выделяется большое
количество теплоты. Температура контактирующих выступов на
поверхности металла резко повышается, что вызывает бурное плав-
ление металла вблизи контакта и образование смеси паров металла
и покрытия электрода, которые весьма быстро заполняют дуговой
промежуток. При наличии соответствующей разности потенциалов
возникает электронная эмиссия с нагретого катода, которая спо-
собствует лавинообразной ионизации сильно нагретой смеси паров,
заполняющей дуговой промежуток. В результате этого возбуждается
дуга. Следовательно, для возбуждения сварочной дуги необходима
некоторая разность потенциалов на дуговом промежутке и наличие
электронной эмиссии с катода. Исследование механизма возникно-
вения дуги при размыкании контактов электрической цепи-[18]
показало, что при наличии на размыкаемых контактах постоянного
напряжения около 25 в напряженность поля в промежутке между
разводимыми контактами (в случае сварки — электрод и изделие)
достигает величины 108—109 в/см. Электрическое поле такой напря-
.женности может обеспечить автоэлектронную эмиссию катода, кото-
рая будет вполне достаточна для возбуждения дуги.
Как было указано выше, в условиях сварки э. д. с. сварочного
генератора при коротком замыкании падает до минимальной вели-
чины, равной падению напряжения в короткозамкнутой сварочной
цепи.
Поэтому при размыкании короткозамкнутой сварочной цепи
в результате образования дугового промежутка необходимо, чтобы
э. д. с. генератора весьма быстро возросла до величины, достаточ-
Динамические свойства источников питания дуги
81
пой для возникновения электронной эмиссии и возбуждения дуги.
В обычных условиях сварки напряжение, необходимое для возбуж-
дения дуги, также равно примерно 25 в. Скорость нарастания напря-
жения на дуговом промежутке при переходе от короткого замыкания
к возбуждению дуги или к холостому ходу уменьшается с увели-
чением электромагнитной инерции генератора. Следовательно, при
большой электромагнитной инерции генератора возбуждение дуги
будет затруднено.
Фиг. 35. Кривые изменения напряжения сварочных генераторов
различной электромагнитной инерцией при переходе с корот-
кого замыкания на холостой ход. t/0 = 50 в.
Критерием оценки динамических свойств сварочного генератора
может служить характер и скорость нарастания напряжения на
клеммах генератора при переходе от короткого замыкания к холо-
стому ходу. В этом случае особенно важным является время, в тече-
ние которого напряжение достигает величины, достаточной для
возбуждения дуги, т. е. 25 в. Это время называется временем вос-
становления напряжения te. Согласно ГОСТу 304-51, сварочный гене-
ратор должен обладать такими динамическими свойствами, чтобы
при переходе от короткого замыкания к холостому ходу время вос-
становления напряжения до 25 в не превосходило 0,05 сек.
Время восстановления te уменьшается с увеличением напряжения
холостого хода генератора и зависит главным образом от электро-
магнитной инерции генератора (см. гл. XIII). Последнее наглядно
подтверждается кривыми на фиг. 35, которые показывают измене-
ние напряжения при переходе от короткого замыкания к холостому
ходу для сварочного генератора с большой электромагнитной инер-
цией (кривая 1) и генератора с малой электромагнитной инерцией,
т. е. обладающего хорошими динамическими свойствами (кривая 2).
Процесс повторного возбуждения дуги после разрыва капли
расплавленного металла, замкнувшей дуговой промежуток, в основ-
ном аналогичен описанному выше первоначальному зажиганию дуги.
6. Рабинович 22
82 Устойчивость сварочной дуги и требования к свойствам источников
Следовательно, в этом случае указанные выше требования к динами-
ческим свойствам сварочных генераторов остаются без изменения.
В целях усиления и ускорения нагрева контакта между электро-
дом и изделием и улучшения условий возбуждения дуги, а также
для ускорения разрыва капли расплавленного металла желательно,
чтобы во время короткого замыкания сварочной цепи величина тока
и скорость его нарастания были по возможности больше. Поэтому
возникающий при переходном процессе пик тока 1пк несколько облег-
чает возбуждение дуги. Однако во избежание перегрева всего элек-
трода, уменьшения угара и разбрызгивания металла, а также
для уменьшения электродинамических сил, действующих на обмотки
генератора, и улучшения коммутации пик тока 1пк не должен быть
чрезмерным, т. е. не должен превосходить установившийся ток ко-
роткого замыкания более чем в 3 раза.
При сварке на малых токах условия возбуждения дуги ухуд-
шаются. При таких режимах требования к динамическим свойствам
генераторов повышаются. Для облегчения зажигания дуги в этом
случае желательно повысить напряжение холостого хода.
ГЛАВА IV
КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСНОВНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ВИДЫ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ и ИХ ТЕХНИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
Источники питания прежде всего различаются по роду тока.
К источникам переменного тока относятся сварочные трансфор-
маторы, а также выпускаемые в небольшом количестве однофазные
синхронные генераторы повышенной частоты (490 периодов в секунду).
К группе источников постоянного тока следует отнести сварочные
генераторы постоянного тока и установки с выпрямителями.
В зависимости от количества сварочных постов, которые могут
быть одновременно подключены к источникам питания, последние
разделяются на однопостовые и многопостовые.
Подавляющее большинство источников питания, выпускаемых
в СССР, предназначено для однодуговой сварки плавящимся элек-
тродом открытой дугой и дугой под флюсом. В соответствии с этим
различают источники питания для ручной сварки открытой дугой
и для автоматической сварки дугой под флюсом.
Источники питания для сварки в среде защитных газов плавя-
щимся и неплавящимся электродом и для различных видов много-
дуговой сварки относятся к типу источников специального назна-
чения.
В соответствии с диапазоном режимов сварки, для которых пред-
назначены источники питания, их можно разделить по мощности
на следующие три категории:
1) малой мощности—для сварки малыми токами и ~ электро-
дами или электродной проволокой малого диаметра (d9 < 3 мм);
2) средней мощности — для наиболее распространенных режи-
мов сварки и нормальной плотности тока в электроде (d9 > 3 мм);
3) большой мощности — для форсированных режимов при высо-
кой плотности тока в электроде (электродной проволоке) или боль-
ших диаметрах электрода (d9 6 мм).
В зависимости от вида дуговой сварки (ручная или автомати-
ческая) источники питания могут быть отнесены по мощности к той
или иной категории.
6*.
84 Классификация и основные технические характеристики источников
Источники питания могут также классифицироваться по прин-
ципу действия и конструктивному оформлению. Соответствующая
классификация будет дана в последующих разделах книги.
В предыдущих главах было доказано, что внешняя характе-
ристика источников питания в большинстве случаев должна быть
падающей, а напряжение холостого хода в целях обеспечения устой-
чивого возбуждения и горения сварочной дуги должно быть больше
рабочего напряжения при нагрузке. Выполнение этого последнего тре-
бования особенно важно для сварочных трансформаторов, так
как дуга переменного тока менее устойчива, чем при постоянном
токе.
Исходя из условия непрерывности горения дуги переменного
тока (30), напряжение холостого сварочного хода трансформатора
для ручной дуговой сварки должно быть в пределах 55—75 в при
номинальном рабочем напряжении 30 в. Для обеспечения устойчи-
вости дуги желательно, чтобы напряжение холостого хода транс-
форматора для ручной сварки увеличилось с уменьшением рабочих
токов.
В случае автоматической сварки под флюсом при увеличении
рабочих токов обычно одновременно увеличивают напряжение
и длину дуги. При таком подборе параметров режима обеспечи-
вается более благоприятное соотношение между глубиной проплав-
ления и шириной шва. Поэтому в трансформаторах для автомати-
ческой сварки в целях обеспечения устойчивости дуги желательно,
чтобы напряжение холостого хода увеличилось с увеличением рабо-
чих токов трансформатора. Принимая отношение для сварки
U д
под флюсом равным 1,8—2 и среднее напряжение дуги 35—40 в,
получим UQ = 63 -ч- 80 в.
При сварке под флюсом на относительно малых токах, т. е. при
малой плотности тока в электродной проволоке, устойчивость дуги
уменьшается, а напряжение повторного зажигания увеличивается.
Поэтому в трансформаторах для автоматической сварки дугой малой
мощности напряжение холостого хода должно быть достаточно высо-
ким (^80 в).
Для сварочных генераторов благодаря более высокой устойчи-
вости дуги постоянного тока нет необходимости значительно повы-
шать напряжение холостого хода. Однако это напряжение должно
быть для ручной дуговой сварки не менее 45—50 в.
Необходимость в повышенном (по сравнению с рабочим) напря-
жении холостого хода источников питания для дуговой сварки
является недостатком этого типа электрических машин и аппаратов.
Как известно, с увеличением напряжения холостого хода увеличи-
ваются габариты и вес машины и снижаются его технико-экономи-
ческие показатели (к. п. д. и коэффициент мощности). По этим при-
чинам, а также по соображениям техники безопасности, ГОСТами
на источники питания для дуговой сварки предусмотрено, чтобы-
Основные виды источников питания и их технические характеристики 85
напряжение холостого хода не превышало определенной величины
(см. табл. 2, 3 и 4).
Ввиду большого разнообразия режимов дуговой сварки один
источник питания не может удовлетворять всем требованиям по
мощности. Поэтому источники питания дуги выпускаются различ-
ной мощности, которая регламентируется соответствующими
ГОСТами.
Каждый источник питания рассчитывается на определенный
номинальный ток и соответствующее номинальное рабочее напря-
жение.
При ручной сварке открытой дугой рабочее напряжение дуги
варьируется очень мало. Это объясняется тем, что при удлинении
открытой дуги усиливается воздействие окружающей атмосферы на
расплавленный металл. Поэтому источники питания для ручной
дуговой сварки имеют одно номинальное рабочее напряжение.
С увеличением мощности источника питания номинальное рабочее
напряжение его повышается. Как было указано выше, рабочее
напряжение дуги при автоматической сварке возрастает при увели-
чении сварочного тока. Вследствие этого расчетное рабочее напря-
жение источника питания для автоматической сварки также должно
увеличиваться при возрастании рабочих токов (см. табл. 3).
Допустимые номинальные токи нагрузки источника питания
определяются исходя из условий его нагрева и охлаждения в про-
цессе работы.
Нагрузка источника питания при сварке является переменной.
Весь процесс сварки можно разбить на ряд повторяющихся циклов,
в которых рабочий период tp чередуется с паузами, связанными
со сменой электрода, подготовкой к наложению следующего шва
и т. п.
Согласно ГОСТам на сварочное оборудование различают два
типовых режима работы источника питания х:
1) повторно-кратковременный или прерывистый режим, когда
рабочие Периоды (сварка) чередуются с периодом работы источника
питания на холостом ходу во время пауз; такой режим имеет место
при ручной дуговой сварке, а также при автоматической и полуав-
томатической сварке на постоянном токе; прерывистый режим оце-
нивается величиной отношения продолжительности рабочего периода
ко всей длительности цикла называемого относительной про-
должительностью работы:
ПР = ^- или ПР% =4^-100;
1 Принятые в ГОСТах на сварочное оборудование термины для определения
и классификации режимов работы источников питания несколько отличаются от
принятых в теории электропривода, из которой они заимствованы.
86 Классификация и основные технические характеристики источников
2) повторно-кратковременный режим, когда рабочие периоды
(сварка) чередуются с паузами, во время которых источник питания
отключается от сети, как это имеет место при автоматической сварке
на переменном токе; такой режим характеризуется отношением
ПВ % = 100,
называемым относительной продолжительностью включения.
По условиям нагрева и охлаждения описанные выше два типовых
режима работы источников питания несколько различаются даже
при ПР% = ПВ%.
В первом случае общий нагрев источника питания за все время
его включения будет выше при одинаковом сварочном токе, так как
во время пауз источник питания подключен к сети и работает на
холостом ходу. Следовательно, в источнике питания во время пауз
имеет место выделение теплоты за счет постоянных потерь, не зави-
сящих от тока нагрузки: потерь в стали, механических потерь во
вращающихся машинах, потерь в обмотках возбуждения сварочных
генераторов и т. п.
Допустимая по условиям нагрева нагрузка источника питания
при режимах работы с чередованием рабочих периодов и пауз будет
Таблица 2
Основные технические данные однопостовых трансформаторов
для ручной дуговой сварки по ГОСТу 95-51
100
350
500
700
65
65
65
65
Кратность ре- гулирования по отношению к номинальному току напря- остого не более ное напря- [ номи- агрузке i %, не <v <и Л <и Номинальное напря- жение первичной обмотки трансфор- матора в в Вес в кг, не более
Мини- мальный ток Макси- мальный ток Вторичное жение хол хода в в, 1 4) Ч СЗ X X о д жение прг нальной н в в к. п. д. в менее cos ср, не м Однокор- пусные Двухкор- пусные
1 :3 4:3 75 30 80 0,43 220 или 380 75
1 :3 4:3 70 30 83 0,50 220 или 380 180 230
1 :3 4 : 3 70 30 86 0,52 220 или 380 260 290
1 :3 4:3 70 30 86 0,52 220 или 380 370 —
сварочном
цикла 5 мин.
на максимальном
при любом
х
X
X
t:
Примечания: 1. Продолжительность рабочего
2. Трансформатор должен допускать сварку
токе при ПР % не менее 30%.
3. Трансформатор должен обеспечивать устойчивое горение дуги
токе в пределах диапазона регулирования при номинальном первичном напря-
жении, а также при понижении его на 10 % и при падении напряжения в
проводах сварочной цепи, не превышающем 4 в.
4. По требованию заказчика допускается изготовление трансформаторов на
первичное напряжение 500 в.
Основные виды источников питания и их технические характеристики 87
больше, чем при непрерывно длительных режимах с постоянной
нагрузкой. Расчет допустимых токов нагрузки источника питания
производится с учетом величины ПР или ПВ из следующего соот-
ношения х:
1пр == ~ПР% 9 ^3)
где 1пр — допустимый ток при данном ПР0Р или ПВ%\
1дл — эквивалентный допустимый ток при непрерывно длитель-
ной постоянной нагрузке; ПР% = ПВ% = 100%.
Поэтому номинальный ток источника питания рассчитывается
в качестве одного из его основных показателей для определенных
Таблица 3
Основные технические данные однофазных сварочных трансформаторов
для однодуговой автоматической сварки под флюсом по ГОСТу 7012-54
Номинальный ток в а пв о/о Пределы регулиро- вания сварочного тока 1св в а . Вторичное напряже- ние холостого хода в в Вторичное напряже- ние сварочного трансформатора (включая регулиру- ющее устройство) при номинальной нагрузке U% в ® К. п. д. в %, не менее cos ср на первой ступени вторичного напряжения, не менее Номинальное напря- жение первичной обмотки трансформа- тора в в Вес в кг, не более (для однокорпусно- го исполнения)
500 60 200— 600 65—90 234-0,045 !Св 85 0,60 220 или 380 450
1000 60 400—1200 68—80 224-0,02 1св 87 0,60 220 или 380 560
2000 50 800-2200 70—80 234-0,015 1св 89 0,64 380 800
Приме чания-. 1. Пр< эдолжительность рабочего цикла 10 \ мин.
2. Пределы регулирования сварочного тока должны быть обеспечены при
отклонениях напряжения в сети в пределах—10 % и 4-5 % от номиналь-
ного значения. Регулирование плавное, с электрическим приводом и дистанцион-
ным кнопочным управлением.
3. Для трансформаторов на 2000 а допускается по требованию заказчика
вторичное напряжение холостого хода до 100 в.
4. Зависимость Uce от 1св принята для применения при сварке трансформато-
рами: а) на 500 а — электродной проволоки диаметром d9 = 1,6-4-2,5 мм\ б) на
1000 а—d3 — 3-4-6 мм; в) на 2000 а — d9 — 6-4-8 мм.
5. Трансформаторы на номинальные токи 1000 и 2000 а должны иметь две
ступени вторичного напряжения холостого хода в пределах величин, указан-
ных в таблице. Значение cos<p дано для первой ступени с более низким на-
пряжением холостого хода.
6. Допускается по требованию заказчика изготовление трансформаторов на
первичное напряжение 500 в.
7. Вес двухкорпусного трансформатора не должен превышать веса одно-
корпусного более чем на 20 %.
1 Необходимо отметить, что приведенное соотношение, известное в теории
электропривода как метод расчета допустимой нагрузки по эвкивалентному току,
дает достаточно точные результаты в случае работы источника питания на холостом
ходу во время пауз. При отключении источника питания от сети во время пауз допус-
тимый ток при данном ПВ% будет несколько больше.
88 Классификация и основные технические характеристики источников
номинальных значений ПР% или ПВ% и заданной длительности
циклов, соответствующих средним условиям работы источника пита-
ния при сварке (см. табл. 2, 3 и 4).
Экономичность источников питания в эксплуатации в значитель-
ной мере определяется величиной к. п. д. и коэффициента мощности
их, которые не должны быть меньше некоторых минимально допу-
стимых значений.
Перечисленные выше требования к источникам питания регла-
ментируются соответствующими ГОСТами. Основные технические
характеристики источников питания для дуговой сварки согласно
ГОСТам приведены в табл. 2, 3 и 4.
Таблица 4
Основные технические данные генераторов постоянного тока для дуговой сварки
по ГОСТам 304-51 и 7237-54
Тип генератора Шкала номинальных токов в а 2. t: Кратность регулиро- вания сварочного тока: номинальный ток минимальный ток Напряжение холо- стого хода в в, не более Номинальное на- пряжение на зажи- мах генератора при номинальной на- грузке в в К- п. д. генератора в о/о, не менее К. п. д. сварочного преобразователя в %, не менее
Однопо- стовой До 120 121 — 380 381 - 550 551 — 750 751 — 1000 65 65 65 65 65 4 : 1 4: 1 4: 1 4 : 1 4 : 1 80 80 80 80 80 25 30 35 40 45 52 61 62 63 64 44 52 । 54 i 56 57
Многопо- стовой П римеч цикла 5 м 2. Для скается не 3. Нап] грузки от ного более 4. Прее фазного ас До 750 751 — 1000 1001 — 1500 1501 — 2500 ания: 1. Для одноп ин. однопостовых гене] тряжсние холостог ряжение на зажима номинальной до по j чем на ± 5%. )бразователи состоя синхронного электрс 100 100 100 100 ОСТОЕ затор О XOJ X мн< »лови: т из здвиг лях генератор •ов с номинал ха до 90 в. эгопостового иной не доля сварочного г ателя (ГОСТ ов пре тьным генер СНО О1 енера 7237- 50 или 60 50 или 60 50 или 60 50 или 60 щолжительно током выше атора при из гличаться О1 тора с приво, 54). 80 82 83 84 сть р 350 < шене1 ' нов дом с 71 73 74 75 абочего а допу- 4ии на- линаль- »т трех-
§ 2. НАСТРОЙКА РЕЖИМА СВАРКИ
Для работы в определенном диапазоне токов и напряжений
дуги источник питания должен быть снабжен устройством, позво-
ляющим производить настройку на различные режимы сварки.
Чем шире диапазон возможной настройки режима, в пределах кото-
Настройка режима сварки
8»
рого горение дуги будет устойчивым, тем универсальнее источник
питания.
При рассмотрении возможных методов настройки режима и их
свойств следует исходить из основного принципа действия источ-
ников питания и анализа статических характеристик систем регу-
лирования дуги при ручной и автоматической сварке, которые были
изложены в главе III.
Общий вид уравнения внешней характеристики источника пита-
ния, согласно уравнению (62), будет
f7„ = t70-/<A-
Учитывая, что при устойчивой работе в статическом режиме
(7И = йд, можно выразить зависимость между током, напряжением)
дуги и параметрами источника питания (70 и Z9 в следующем виде:
/д = (64}
ИЛИ
(65>
Из этих уравнений следует, что настройку режима, т. е. изме-
нение тока при заданном значении напряжения дуги [уравнение
(64)], или настройку напряжения дуги для заданного значения
[уравнение (65) ], можно производить путем изменения напряже-
ния холостого хода UQ и величины эквивалентного сопротивления^*
источника питания.
При работе на автоматах с принудительным регулированием
напряжения дуги и ручной сварке напряжение дуги поддерживается
автоматически или вручную на заданном уровне, который зависит
от настройки регулятора или устанавливается сварщиком путем
соответствующей подачи' электрода с целью поддержания требуе-
мой длины дуги. Следовательно, в этих случаях сварки настройка
режима по току производится согласно уравнению (64) путем изме-
нения внешних характеристик источника питания. Для каждого
вида источников питания дуги соответствующими ГОСТами на сва-
рочное оборудование установлены требуемые диапазоны настройки
или кратность регулирования режима по току при определенном;
поминальном рабочем напряжении (см. табл. 2, 3 и 4).
Исходя из уравнения (64), можно указать следующие возможные-
методы настройки режима по току.
Измецяя £70, можно получить семейство внешних характеристик,,
соответствующих различным значениям тока 1р для неизменной
* 2Э при переменном токе—модуль комплексного сопротивления Z3.
90 Классификация и основные технические характеристики источников
величины напряжения дуги (фиг. 36). Как видно из фиг. 36, меньшим
токам соответствует меньшее напряжение холостого хода.
Такой способ настройки мало пригоден в сварочных трансформа-
торах для ручной дуговой сварки с мало изменяющимся рабочим
напряжением дуги, так как при низком напряжении холостого хода
и малых токах дуга будет неустойчивой. В сварочных трансфор-
маторах для автоматической сварки такой способ настройки допустим,
Фиг. 36. Внешние характери-
стики источника питания при ре-
гулировании тока путем измене-
ния напряжения холостого хода.
Фиг. 37. Внешние характеристики источ-
ника питания при регулировании путем
изменения эквивалентного сопротивле-
ния гэ и неизменном напряжении холо-
стого хода.
так как при сварке под флюсом с увеличением сварочного тока
обычно увеличивается и рабочее напряжение дуги. Поэтому жела-
тельно, чтобы напряжение холостого хода также несколько возра-
стало.
Этот способ настройки режима допустим также для свароч-
ных генераторов, потому что для устойчивости дуги постоянного
тока не обязательно соблюдать определенное соотношение между
напряжением холостого хода и напряжением дуги.
Наиболее часто в сварочных трансформаторах применяется метод
настройки тока путем изменения z9 при неизменном напряжении
холостого хода (фиг. 37).
При ручной сварке, когда рабочее напряжение дуги меняется
£/0
мало, отношение при этом методе настройки остается неизмен-
U д
ным как для больших, так и для малых токов. При автоматической
сварке это отношение уменьшается с увеличением рабочих токов,
так как рабочее напряжение дуги при этом также возрастает. Однако
это мало сказывается на устойчивости дуги, потому что с увеличе-
нием рабочих токов условия для устойчивого горения дуги улуч-
шаются и отношение может быть меньше (см. главу II). Значе-
Настройка режима сварки
91
иие напряжения холостого хода сварочного трансформатора при
описываемом способе настройки обычно выбирают исходя из усло-
вий устойчивого горения дуги при средних значениях сварочного
тока и номинальном значении рабочего напряжения дуги, но в этом
случае работа на малых токах будет затруднена. Следовательно,
пределы возможной настройки сварочного трансформатора несколько
сузятся за счет повышения нижнего предела. По этим причинам
способ настройки тока путем изменения эквивалентного сопротивле-
ния z9 вполне пригоден только
в сварочных трансформаторах,
предназначенных для ручной свар-
ки на средних и больших токах
(1д > 100 а) и для питания авто-
матов средней и большой мощно-
сти (1д > 400 а).
В целях уменьшения нижнего
предела настройки по току в сва-
рочных трансформаторах рацио-
нально применять комбинирован-
ный способ регулирования. При
>том способе весь диапазон на-
стройки разбивается на несколько
ступеней. Каждая ступень раз-
личается значением напряжения
холостого хода. Настройка тока
в пределах одной ступени произ-
водится путем изменения z9 при
неизменном значении (70, причем
при переходе на ступень с более
Фиг. 38. Внешние характеристики
источника питания при комбинирован-
ном регулировании путем плавного
изменения гэ и ступенчатого измене-
ния напряжения холостого хода.
низкими значениями сварочных
юков напряжение холостого хода повышается и, наоборот, при
сварке на больших токах снижается (фиг. 38). Благодаря этому
обеспечивается устойчивое горение дуги как при больших, так и
при малых сварочных токах.
При сварке на автоматах с регуляторами напряжения дуги,
кроме настройки режима по току, как было описано выше, необхо-
димо осуществить также настройку регулятора на требуемое напря-
жение дуги. Согласно уравнению (59), величина напряжения дуги,
поддерживаемая регулятором с большим коэффициентом усиления
в основном определяется величиной задающего напряжения
(см. главу III). Следовательно, в таких автоматических уста-
новках настройка режима по напряжению дуги производится путем
изменения задающего параметра регулятора U3H. При этом зона или
пределы возможной настройки режима для данного диаметра элек-
тродной проволоки зависят от пределов возможного изменения
издающего параметра U3H, величины коэффициента усиления kHd
н пределов изменения внешних характеристик источника питания.
Следует подчеркнуть, что пределы возможной настройки режима
92 Классификация и основные технические характеристики источников
Фиг. 39. Определение зоны возмож-
ной настройки режимов сварки на
автоматах типа АДС-1000 с регулято-
рами напряжения дуги для различных
диаметров электродной проволоки.
по напряжению дуги в значительной степени зависят от величины
коэффициента усиления kHd. Если коэффициент усиления регуля-
тора недостаточно велик по сравнению с величиной коэффициентов
саморегулирования kcm и kCH, то настройка режима по напряжению
будет крайне ограниченной, а в некоторых случаях можно будет
настроить систему только на повышенные напряжения дуги. Послед-
нее положение наглядно подтверждается кривыми на фиг. 39.
На фиг. 39 изображены статические характеристики системы
регулирования автомата АДС-1000: 7, Г (d9=^§ мм) и 2, 2' (d9 =
= 2 мм) для предельных значе-
ний задающего напряжения Uэн.
Точки пересечения этих характе-
ристик с внешними характери-
стиками источника питания (кри-
вые 3 и 3') для крайних значений
z9 определяют зону возможной
настройки режима для данного*
диаметра электродной проволоки.
Как видно из фиг. 39, при
d9 = 6 мм, когда коэффициент
усиления регулятора kHd относи-
тельно велик по сравнению с
коэффициентом саморегулирова-
ния kcm, статические характери-
стики системы регулирования 1
и Г пологие и вследствие этого-
зона возможной настройки режи-
ма как по току, так и по напря-
жению достаточно широка. На-
оборот, при d9 = 2 мм статические характеристики системы
регулирования 2 и 2' более крутые, чем при d3 = 6 мм. Это-
объясняется тем, что с уменьшением диаметра электродной про-
волоки влияние саморегулирования дуги усиливается, так как
коэффициент саморегулирования дуги по току kcm и скорость плав-
ления V9 увеличиваются. Соответственно должна быть увеличена
и скорость подачи электродной проволоки Vn. Как следует из урав-
нения (59), Vn = kHd (Ud — U3H); большая скорость подачи в регу-
ляторах напряжения дуги соотносительно малым коэффициентом
усиления kHd может быть обеспечена только при условии, что напря-
жение дуги, поддерживаемое регулятором, будет значительно пре-
восходить задающее напряжение U3H. Следовательно, статическая
характеристика системы регулирования дуги с уменьшением диа-
метра электродной проволоки становится более крутой.
По этим причинам сварка при d9 = 2 мм на автоматической
установке, характеристики которой приведены на фиг. 39, возможна!
лишь при повышенных напряжениях дуги, а зона возможной на-
стройки режима крайне ограничена. Если увеличить коэффициент
Настройка режима сварки
93
U6
Фиг. 40. Определение зоны настройки
технологически возможных режимов
сварки на автоматах с постоянной
(независимой) скоростью подачи элек-
тродной проволоки:
~~ Vn max’ * “^nmln’ 2 ~ гэ mln»
2 ~~ гэ max’
усиления регулятора kHd при сварке электродами малого диаметра,
го возрастание статической характеристики системы регулирования
станет меньше и поэтому можно будет настроить систему на более
низкие напряжения дуги.
Приведенный пример наглядно показывает, что пределы воз-
можной настройки автоматической установки на требуемый режим
зависят как от параметров регулятора самой установки, так и от
параметров источника питания
дуги.
В автоматах с постоянной, не-
зависимой скоростью подачи элек-
тродной проволоки ток дуги, как
следует из уравнения (56), под-
держивается неизменным и рав-
ным 1д ^13 = Следователь-
^ст
но, в системах саморегулирова-
ния дуги настройка режима по
току производится путем изме-
нения скорости подачи электрод-
ной проволоки. Для настройки
автомата на различные напря-
жения дуги при практически
мало изменяющемся токе необ-
ходимо согласно уравнению (65)
соответствующим образом изме-
нить внешнюю характеристику
источника питания. Способы из-
менения внешней характеристики
источника питания в данном
случае будут аналогичны применяемым при настройке режима
в автоматах с регуляторами напряжения дуги, с той лишь раз-
ницей, что в системах саморегулирования изменение внешних
характеристик служит для настройки напряжения дуги, а не
тока. Как уже указывалось выше, в трансформаторах для авто-
матической сварки большей частью применяется способ изменения
внешних характеристик путем 'изменения величины эквивалент-
ного сопротивления z9.
Зона или пределы возможной настройки режимов для данного
диаметра электродной проволоки зависят от пределов возможных
изменений Vn и z9. На фиг. 40 показана зона возможной настройки
(заштрихована), которая определяется точками пересечения ста-
тических характеристик системы регулирования (кривые 1 и Г)
и внешних характеристик источника питания (кривые 2' и 2) соот-
ветственно для максимального и минимального значений Vn и z9.
Так как практически сварка под флюсом не может производиться
при напряжении меньше 20—23 в, а также весьма редко напряжение
94 Классификация и основные технические характеристики источников'
дуги превосходит 50 в, то на фиг. 40 проведены две пунктирные
линии 3 и 3', которые ограничивают зону технологически возмож-
ных режимов.
В данной главе нами были рассмотрены лишь общие принципы
настройки режима в сварочных установках и их основные свойства.
Более подробно методы осуществления настройки режима и кон-
струкция регулирующих устройств будут описаны в последующих
разделах книги, в которых рассматриваются схемы и конструкции»
отдельных типов источников питания.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ИСТОЧНИКИ ПИТАНИЯ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
ГЛАВА V
ОСНОВЫ ТЕОРИИ РАБОТЫ ОДНОФАЗНЫХ СВАРОЧНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Сварочные трансформаторы для однодуговой сварки принадле-
жат к специальным видам однофазных понижающих силовых транс-
сформаторов, имеющих в соответствии со своим назначением неко-
торые особенности.
Вторичное пониженное напряжение трансформатора UQ при
холостом ходе должно быть достаточным для обеспечения повтор-
ного зажигания и устойчивого горения дуги при всех значениях
сварочного тока, на которые рассчитан трансформатор (см. главы II
и IV). Внешняя характеристика сварочного трансформатора или
схемы питания дуги должна быть в большинстве случаев падающей,
причем должна быть обеспечена возможность регулирования внешних
характеристик в достаточно широких пределах, необходимых для
настройки режима сварки.
В процессе сварки возможны три типовых режима работы сва-
рочного трансформатора в качестве источника питания дуги: холос-
той ход, нагрузка и короткое замыкание. Все эти особенности работы
сварочных трансформаторов определяют как особенности их кон-
струкции и схем, так и способы настройки режима работы.
Для анализа работы и свойства сварочных трансформаторов
необходимо использовать основные положения общей теории транс-
форматоров.
Для упрощения будем производить анализ без учета магнитных
потерь как в сердечнике, так и в других стальных деталях трансфор-
матора, а также пренебрегая йасыщением стального сердечника
трансформатора.
§ 1. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ И ВЕКТОРНЫЕ ДИАГРАММЫ
ТРАНСФОРМАТОРА
Схема сварочного трансформатора представлена на фиг. 41.
При холостом ходе основной поток в сердечнике Фо, создаваемый
намагничивающей силой (н. с.) первичной обмотки IqWi, прони-
зывает обе обмотки трансформатора. Этот поток индуктирует при
холостом ходе в обмотках э. д. с. с действующими значениями Е\
'96 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
я Е2. Как известно, зависимость действующего значения э. д. с.
ют амплитудного значения потока выражается следующими уравне-
ниями:
= 4,44^00-Ю"8; 1 (6б)
£2 = 4)44/ш2Ф0-10-8( )
где Фо — амплитудное значение потока в сердечнике при холостом
ходе1 в мкс;
Wi и w2 — соответственно числа витков первичной и вторичной
обмоток;
/ — частота переменного тока в гц.
Фиг. 41. Схема и распределение потоков в сердечнике трансформатора:
<а — при холостом ходе; б — при нагрузке; 1 — катушки первичной обмотки; 2 — катушки
вторичной обмотки.
Однако не весь поток, пронизывающий первичную обмотку, сцеп-
лен с витками вторичной обмотки и замыкается в сердечнике. Часть
потока, создаваемого н. с. первичной обмотки, замыкается помимо
сердечника, главным образом в пространстве между обмотками,
образуя поток рассеяния ФОр. Отношение потока Фо, пронизывающего
вторичную обмотку при холостом ходе, к суммарному потоку Фол,
создаваемому н. с. первичной обмотки, может быть названо коэф-
фициентом магнитной связи kM:
В трансформаторах с нормальным (малым) магнитным рассея-
нием коэффициент магнитной связи близок к единице: kM^l.
Наоборот, в трансформаторах с увеличенным рассеянием эта вели-
чина будет меньше единицы: 1.
1 Согласно принятой в общей теории трансформаторов методике, во всех уравне-
ниях и векторных диаграммах, отображающих основные соотношения в сварочных
трансформаторах, приняты амплитудные значения синусоидальных магнитных пото-
ков, так как понятие действующего значения магнитного потока в электротехни-
ческих расчетах обычно не используется. Поэтому в дальнейшем применение ампли-
тудных значений магнитных потоков И' индукций особо не оговаривается.
Основные уравнения и векторные диаграммы трансформатора 97
Поток рассеяния Фор индуктирует в первичной обмотке э. д. с.
рассеяния Ер1. Эта э. д. с. обусловливает соответствующее индуктив-
ное падение напряжения в первичной обмотке:
£р1 = /0Х1 = 4,44fw^p 1(Г8, (67)
где Xi — индуктивное сопротивление первичной обмотки, обуслов-
ленное рассеянием;
/0 — ток в первичной обмотке при холостом ходе, который
при принятых допущениях равен намагничивающему
току 1Н.
Учтя выражение для коэффициента магнитной связи k*, можно
преобразовать уравнение (67) следующим образом:
£р1 = 4,44/№1ФОп(1-^)Ю“8. (68)
Аналогично преобразуем уравнения (66):
Е1 = 4,44^1ФоЛ-Ю-8; (б9)
£2 = 4,44^20oA-1O-8.
Для упрощения анализа явлений в трансформаторе можно вна-
чале пренебречь падением напряжения в активном сопротивлении
первичной обмотки /0/?х при холостом ходе. В этом случае первич-
ное напряжение трансформатора Ui уравновешивается в основном
э. д. с. £\, индуктируемой основным потоком в сердечнике, и э. д. с.
рассеяния Ер1, т. е.
U х Ег -|- Е р1
пли, согласно уравнениям (68) и (69),
£1^4,44/и?1Фоп-1О-8.
(70)
Из уравнения (70) видно, что суммарный поток трансформатора,
создаваемый н. с. первичной обмотки при холостом ходе, опреде-
ляется заданной величиной первичного напряжения Ux. При задан-
ном значении потока трансформатора Фо/2 с увеличением рассеяния
будут уменьшаться коэффициент магнитной связи и поток Фо, аэ. д. с.
рассеяния Ер1 будет увеличиваться. Вследствие этого с увеличением
рассеяния трансформатора, как следует из уравнений (69), умень-
шаются э. д. с. Er и Е2. Вторичное напряжение при холостом ходе
равно э. д. с. Е2) т. е. (70 = Е2. Следовательно, с увеличением рас-
сеяния вторичное напряжение холостого хода трансформатора также
уменьшается.
7 Рабинович 22
98
Основы теории роботы однофазных сварочных трансформаторов
Из уравнений (69) и (70) следует, что отношение напряжений
первичной и вторичной обмоток при холостом ходе можно выразить
в следующем виде:
(71)
Jiff Xi -
(72)
и.
Ui_ = _w^
UQ w2kM ’
где n — коэффициент трансформации.
При kM=\ уравнение (71) упрощается
и принимает вид, обычный для трансфор-
маторов с малым рассеянием:
л —=
UQ w2
При холостом ходе уравнение равно-
весия э. д. с. и падений напряжений в
индуктивном и активном сопротивлениях
первичной обмотки трансформатора в сим-
волической форме будет
-Ё1±Ц0Х1 + 101^1- (73)
этому уравнению соответствует векторная
диаграмма, изображенная на фиг. 42.
Согласно векторной диаграмме и урав-
нению (67),
/Л)^1 ~ ЕР1,
а э. д. с. можно представить в следующем
виде:
Ei — ji o*o>
где Xo = — индуктивное сопротивление,
обусловленное главным полем или основным
потоком трансформатора, Ь1г — индуктив-
ность первичной обмотки от главного поля трансформатора, а
to = 2тг/ — угловая частота. Аналогично этому выразим индуктив-
ное сопротивление через индуктивность рассеяния Л1р:
= wLlp.
Учитывая приведенные выше выражения для Epi и можно
переписать уравнение (73) в символической форме так:
= jkXQ + /ЛЛ + /(А = /о [/ (*о 4- ч- /?J. (74)
Согласно уравнению (74), полное комплексное сопротивление
трансформатора при холостом ходе определится из выражения
2о=^- = /(Хо + Х1)+^1.
Л)
Фиг. 42. Векторная диа-
грамма трансформатора
при холостом ходе.
(75)
Основные уравнения и векторные диаграммы трансформатора
99
При нагрузке, т. е. при замыкании вторичной цепи на потре-’
бителя — сварочную дугу, в этой цепи возникает ток /2, а ток
в первичной цепи трансформатора возрастает до величины
Магнитный поток в сердечнике трансформатора Фг, называемый
главным или основным потоком, при нагрузке создается, согласно
закону полного тока, совместным действием н. с. обеих обмоток,
т. е.
/’o^i = + i2W2.
Разделив обе части равенства на wlt получим
или
Л — Л) + (— Л),
(76)
где /2 = /2^—вторичный ток, приведенный к числу витков пер-
вичной обмотки.
Согласно уравнению (76) можно считать, что первичный ток
состоит из двух слагающих:
1) /0 — намагничивающего тока, создающего результирующий
поток в сердечнике трансформатора, и
2) —— составляющей, которая компенсирует размагничи-
вающее действие вторичного тока.
На основе этих соотношений можно в следующем виде предста-
вить взаимодействие н. с. обмоток и создаваемых ими потоков.
Намагничивающая сила первичной обмотки создает полный
ноток Ф1п, который в основном замыкается в сердечнике трансфор-
матора (поток Ф1) и частично образует поток рассеяния Фр1, сцеплен-
ный только с витками первичной обмотки. Н. с. вторичной обмотки
создает поток Ф2л. Этот пЬток в основном также замыкается в сер-
дечнике трансформатора (поток Ф2), а часть его образует поток рас-
сеяния Фр2, сцепленный свитками вторичной обмотки (см. фиг. 41, б).
Индукционные трубки потоков рассеяния в основном проходят
вдоль^обмоток и в промежутке между ними и лишь частично про-
ходят по сердечнику (см. фиг. 41, б).
Поэтому магнитные сопротивления индукционных трубок пото-
ков рассеяния в основном определяются теми их частями, которые
расположены вне сердечника, так как магнитное сопротивление
участков в сердечнике мало.
Результирующий поток в сердечникетрансформатора при нагрузке,
согласно уравнению (76) представляет собой векторную сумму основ-
ной части полных потоков первичной и вторичной обмоток, т. е.
Фт — + Ф2-
Этот поток индуктирует при нагрузке в обмотках э. д. с. Ei и £2.,
7*
100 Осцовы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
Выразим потоки Фк и Ф2 через полные потоки и коэффициенты
магнитной связи:
Фх — ki2&ln>
&2 ~ ^21^2л>
и соответственно
Фрх — 0 ^1г)>
Фр2 = &2п ( 1 &21)-
Допуская, что коэффициенты взаимной магнитной связи обмоток
одинаковы, т. е. /г12 = й21 = получим
&т = (Ф1Я + Ф2я) kM - <PnkM,
где Фп — Ф1п -4- Фгп — полный результирующий поток трансформа-
тора .при нагрузке,
Откуда
£\ = 4,44/ay^„V Ю“8 1
ж (77)
£2 = 4,44/ш2Фя^-10 8. J
Э. д. с. рассеяния в обмотках при нагрузке будут
£pl = A^ = 4,44^ln(l-^).10-8 1
и (78)
£р2 = 72Х2 = 4,44^2Ф2я (1 - kM) 10-8, )
где Х2 — индуктивное сопротивление вторичной обмотки.
Пренебрегая по-прежнему магнитными потерями в стали, т. е.
полагая /0= IИ, можно, аналогично режиму холостого хода, записать:
(79)
и
^2 — ^2 — Л (PG + Яг)- (80)
Из выражения (79) следует, что при неизменном значении первич-
ного напряжения Ui э. д. с. Ei будет уменьшаться с увеличением
тока нагрузки трансформатора, так как поток рассеяния Фр1 и э. д.с.
рассеяния Ер1 будут при этом увеличиваться.
Согласно уравнениям (77)
Следовательно, с увеличением нагрузки будет уменьшаться и
э. д. с. во вторичной обмотке Е2.
Далее из уравнения (80) видно, что напряжение на зажимах
вторичной обмотки трансформатора U2 с увеличением нагрузки
Схемы замещения трансформаторов
101
также будет несколько уменьшаться вследствие уменьшения э. д. с.
Е2 и увеличения падения напряжения главным образом в индук-
тивном сопротивлении Х2.
Фиг. 43. Принципиальная электрическая схема
включения сварочного трансформатора:
СТ—сварочный трансформатор; Др — дроссель; Э — элек-
трододержатель; И — изделие.
Напряжение U2 подается непосредственно на дугу или после-
довательно с ней иногда включается дроссель с сопротивлениями
и (фиг. 43). Поэтому
уравнение (80) может быть в
общем виде записано так:
^2 = U д + htjXp + Rp) —
— Ё2 /2 (jX2 4“ ^2)
или
(7д = Е2 — Л I/ (^2 + ^р) +
+ (/?2 + /?р)]. (81)
Векторная диаграмма
трансформатора при нагруз-
ке, построенная согласно
уравнениям (76), (79), (81),
изображена на фиг. 44.
§ 2.ч СХЕМЫ ЗАМЕЩЕНИЯ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Анализ работы трансфор-
маторов, как известно, удоб-
но производить при помощи
эквивалентных схем или
схем замещения. В таких
Фиг. 44. Векторная диаграмма трансфор-
матора при нагрузке.
схемах магнитная связь между цепями первичной и вторичной обмо-
ток трансформатора заменена электрической связью (см. фиг. 43 и 45).
Такая замена допустима, если схема замещения будет эквивалентна
трансформатору, т. е. потребляемая и полезная мощность, а также
потери мощности, к. п. д. и коэффициенты мощности, найденные
102 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
по схеме замещения, будут равны соответствующим величинам в дейст-
вительном трансформаторе. Для выполнения этого условия необ-
ходимо осуществить приведение всех параметров одной из обмоток
к другой. Такое приведение заключается в том, что числа витков
обмоток в трансформаторе полагаются равными. В соответствии
с этим необходимо осуществить приведение всех величин, с тем чтобы
были соблюдены условия эквивалентности. Возможно приведение
параметров первичной обмотки ко вторичной и наоборот. Для ана-
лиза сварочных трансформаторов более удобно осуществлять при-
Xp'ffy
&—-я У\Д——
4 _J_
*~T—J--------r-------c?=rV
Фиг. 45. Схема замещения трансформатора.
ведение первичной обмотки ко вторичной. В этом случае формулы
приведения будут следующими:'
Е;_£,_£1а; х; = х0(ау..
w2 .
= и,
h
IL^
1 V»2
Как видно из фиг. 45, схема замещения представляет собой парал-
лельно-последовательное соединение активных и индуктивных сопро-
тивлений. На вход схемы подается приведенное первичное напряже-
ние i/i, а напряжение на выходе, т. е. на вторичных клеммах, к кото-
рым подключается сварочная цепь, будет 6/2.
Схема замещения на фиг. 45 позволяет исследовать явления
в трансформаторе при всех режимах его работы. Однако, учитывая,
что основные соотношения в трансформаторе при холостом ходе
были получены нами ранее, можно анализ работы сварочного транс-
Схемы замещения трансформаторов
103
форматора при нагрузке и коротком замыкании еще более упрос-
тить, если пренебречь намагничивающим током/0, который, согласно
ГОСТам на сварочные трансформаторы, должен быть не более 6—10%
от номинального первичного тока при нагрузке. При таком допу-
щении (/0 % 0, Zo -> со) упрощенная схема замещения (фиг. 46)
представляет собой последовательное соединение активных и индук-
тивных сопротивлений. В такой схеме следует принять
и
(82)
Фиг. 46. Упрощенная схема замещения трансформатора.
Согласно уравнениям (71) и (72)
— для трансформаторов с увеличенным рассеянием (kM < 1), и
4/0 = t/; = t/
— для трансформаторов с нормальным (малым) рассеянием
Уравнения напряжений и э. д. с., а также векторные диаграммы
для схемы замещения на* фиг. 46 существенно упрощаются. Так,
уравнения зависимости вторичного напряжения и напряжения на
дуговом промежутке от тока нагрузки для упрощенной схемы заме-
щения примут вид:
о =и0 - /2 [/ (х;+х2) + (/?;+₽2)] (83)
и
ид = ии = й0 - 12 [у (Xj 4- Х2 4- Хр) + (/?; + Л>2 + Rp)], (84)
где Uи — напряжение источника питания, состоящего из сварочного
трансформатора и последовательно включенного дросселя.
Обозначим
Х1 + Х2 = ХГ;
“И ^?2 —
(85)
Z,= j(Xr 4-Хр)4-(₽г4-^),
104 Основы теории работы, однофазных сварочных трансформаторов
где Хт — суммарное индуктивное сопротивление схемы замещения
трансформатора;
— суммарное активное сопротивление схемы замещения тран-
сформатора;
Z9 — полное комплексное эквивалентное сопротивление схемы
замещения трансформатора и сварочной цепи без дуги.
Применяя эти обозначения и полагая 12 = преобразуем
уравнение (84):
Ud = Ua = uQ - id [j(xr + хр) + (Т?7 -Н /?р)Ь
идц
i/d=Ua=UQ-idZ9. (86)
Уравнение (86) является уравнением внешней характеристики
сварочного трансформатора или схемы питания дуги в случае вклю-
чения в сварочную цепь отдельного дросселя. Это уравнение пол-
ностью соответствует общему уравнению внешней характеристи-
ки (62), приведенному в главе III для обоснования единого прин-
ципа действия источников питания дуги.
Поэтому уравнения (86) и упрощенная схема замещения, изобра-
женная на фиг. 46, являются исходными для обоснования принципа
действия и методов настройки режима сварочных трансформаторов.
§ 3. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ РАБОТЫ СВАРОЧНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Используя основное уравнение (86) и схему замещения на фиг. 46,
рассмотрим более подробно работу сварочного трансформатора при
нагрузке и коротком замыкании.
Нагрузка. Сварочный трансформатор питает дугу в процессе
сварки. Ток во вторичной цепи трансформатора равен току дуги.
В этом случае 12 = 1д — Л. Согласно уравнению (86) внешняя харак-
теристика или зависимость Uu—f (Л0 будет падающей благодаря
падению напряжения в полном эквивалентном сопротивлении транс-
форматора и сварочной цепи Za. Величина полного эквивалентного
сопротивления Ze согласно уравнению (85) в основном определяется
либо величиной индуктивного сопротивления отдельной реактивной
катушки Хр> либо величиной суммарного индуктивного сопротивле-
ния схемы замещения трансформатора Хт.
Первый случай имеет место в сварочных трансформаторах с нор-
мальным (малым) рассеянием, в которых Хт 0; второй случай
относится к трансформаторам с увеличенным рассеянием, когда
индуктивное сопротивление Хт сравнительно велико, а отдельная
реактивная катушка является излишней (Хр = 0 и Rp = 0).
Векторные диаграммы для этих случаев, т. е. для упрощенной
схемы замещения сварочного трансформатора с нормальным и уве-
личенным рассеянием при нагрузке, представлены на фиг. 47.
Основные уравнения работы сварочных трансформаторов
105
На векторных диаграммах фиг. 47, а также на фиг. 44 ток и напря-
жение дуги изображены векторами, совпадающими по фазе, т. е.
<рд = 0. Как было показано в главе II, это допустимо, если реаль-
ные кривые тока и напряжения дуги переменного тока заменить
эквивалентными синусоидами. При этом полагаем, что коэффициент
мощности \д = cos обусловленный искажением кривых, равен 1,
так как при таком допущении ошибка в расчетах тока не превышает
2—5%, а напряжение дуги можно определить с точностью до 10%.
Фиг. 47. Векторные диаграммы для упрощенной схемы замеще-
ния сварочного трансформатора при нагрузке:
а — трансформатор с нормальным (малым) рассеянием; б — трансфор-
матор с увеличенным рассеянием.
Только при расчете мощности и коэффициентов мощности следует-
учитывать, что коэффициент мощности дуги \д < 1.
Из векторных диаграмм, изображенных на фиг. 47, можно выра-
зить уравнение (86) в аналитической форме:
и и = ид = / +А>)2 - h (Rr + RpY (87)
Дл^ приближенных расчетов можно пренебречь падением напря-
жения в активных сопротивлениях?, ввиду их малой величины. Тогда
= U<>^ / и20-12д(Хт + Хру. (88)
Из уравнения (87) или (88) и векторных диаграмм можно также
определить и другие величины, характеризующие работу сварочного
трансформатора при нагрузке: ток, коэффициент мощности и к. п. д.
Ток дуги по уравнению (88) определится из выражения
. Vul-ul
Хт+Хр •
(89)
106 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
К. п. д. трансформатора или схемы питания с учетом потерь
в реактивной катушке — дросселе можно выразить следующим отно-
шением:
И = (90)
~ а
где Рд — мощность дуги;
Ра — активная мощность, потребляемая из сети.
Мощность дуги с учетом коэффициента мощности, обусловлен-
ного искажением кривых тока и напряжения, будет, согласно уравне-
нию (33),
— U д^д^д*
Мощность, потребляемая схемой питания с учетом потерь холо-
стого хода и магнитных потерь в дросселе, определяется из
уравнения
?а = Рд + 12д (Рт + Рр) *- А) + Рср>
где Ро — мощность холостого хода трансформатора;
Рср — мощность магнитных потерь в дросселе,
откуда
__ __________Цд^д^д__________
Udld^d + (Рт + Рр) + Pq + Рср
Пренебрегая потерями холостого хода и магнитными потерями
в дросселе, получим из уравнения (91) приближенное выражение
для к. п. д.:
__ идХд
'l“ UdXd + h(RT + Rp') •
Коэффициент мощности с учетом искажения кривых определится
из отношения активной мощности Ра, потребляемой схемой питания,
к кажущейся мощности Рк: ,
Ра Уд^д^д + ^д^Рт + Рр) Од^д + 1д(Рт + Рр) /OQ4
“--------------------------------m--------- (93)
Из уравнений (92) и (93) нетрудно определить так называемый
коэффициент использования кажущейся (установленной) мощности
трансформатора или схемы питания:
C = t1cos?^-^ (94)
и о
Анализируя уравнения (92), (93) и (94), можно сделать следую-
щие выводы:
а) К. и. д. и коэффициент мощности схемы питания (трансфор-
матор и реактивная катушка) увеличиваются с уменьшением иска-
жения кривых тока и напряжения.
Основные уравнения работы сварочных трансформаторов 107
б) Коэффициент мощности и коэффициент использования кажу-
щейся мощности увеличиваются с уменьшением напряжения хо-
лостого хода трансформатора и увеличением напряжения дуги.
Поэтому для повышения экономичности схемы питания дуги необ-
ходимо по возможности снизить напряжение холостого хода транс-
форматора. Однако при чрезмерном снижении напряжения холостого
хода горение дуги станет прерывистым, а искажение кривых уве-
личится, т. е. коэффициент мощности дуги \д резко уменьшится.
Вследствие этого, как видно из уравнений (93) и (94), коэффициент
мощности трансформатора или схемы питания также может умень-
шиться. Поэтому при выборе напряжения холостого хода трансфор-
матора необходимо в первую очередь исходить из условия устой-
чивости дуги переменного тока [30].
в) Принимая, что отношение-^-, согласно [30], для обычных
U о
условий дуговой сварки изменяется в пределах 0,4—0,625, а коэф-
фициент мощности дуги = 0,85 -4- 0,95, коэффициент использо-
вания кажущейся мощности сварочных трансформаторов С нахо-
дится в пределах С = 0,34 -4- 0,6.
Следовательно, сварочные трансформаторы или схемы питания
дуги имеют сравнительно низкий коэффициент использования ка-
жущейся мощности, что отличает их от нормальных силовых транс-
форматоров. Поэтому изыскание способов повышения устойчивости
дуги без чрезмерного увеличения напряжения холостого хода поз-
волит значительно повысить экономичность сварочных трансформа-
торов.
Короткое замыкание. При коротком замыкании Ud = 0, а ток
в сварочной цепи равен току короткого замыкания, т. е. /2 = Л-
В этом случае уравнения (87) и (88) примут вид
Uo = I* У(ХГ,+ ХР)2-НЯГ + ЯР)2 = IKZ9 (95)
и
UO^IK(XP + XT). (96)
Щ уравнения (96) следует, что ток короткого замыкания
Г .-У*'— ио
'к —
зависит от величины напряжения холостого хода и ограничивается
главным образом величиной индуктивных сопротивлений. В транс-
форматорах с нормальным (малым) рассеянием, когда Хг^0,
необходимо для ограничения тока короткого замыкания включать
в сварочную цепь отдельную реактивную катушку — дроссель,
а в трансформаторах с увеличенным рассеянием ток ограничивается
благодаря повышенному индуктивному сопротивлению обмоток са-
мого трансформатора.
108 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
К. п. д. трансформатора при коротком замыкании так же, как
и при холостом ходе, будет равен нулю. Коэффициент мощности
можно определить из уравнения (93), приняв £7д^0, а 1д =• 1К'.
coS?K=/-(y7?r). (98>
Ввиду незначительной величины активных сопротивлений, коэф-
фициент мощности трансформатора или схемы питания при коротком
замыкании обычно невелик.
§ 4. РЕГУЛИРОВАНИЕ ТОКА И НАПРЯЖЕНИЯ В СВАРОЧНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРАХ
Общие принципы настройки режима источников питания для
дуговой сварки были изложены в главе IV. Используя основные
уравнения работы сварочного трансформатора (88), (89) и (97),
можно определить способы регулирования или настройки режима
путем изменения внешних характеристик источника питания.
Способы регулирования тока дуги при заданном напряжении Ud,
а также соответственное изменение тока короткого замыкания
вытекают из анализа уравнений (89) и (97):
ХТ^ХР
И
т __ Up
+ •
Из этих уравнений следует, что возможны следующие способы
настройки режима путем регулирования внешних характеристик
источника питания дуги.
Настройку режима по току можно производить путем измене-
ния напряжения холостого хода, которое осуществляется при помощи
секционирования первичной или вторичной обмоток трансформатора.
Согласно уравнению (71)
J Т _ 11
ио ~ 1 Wi *
В трансформаторах с -нормальным рассеянием можно положить
kM % 1 и Хт 0. У этих трансформаторов ток нагрузки будет
увеличиваться при уменьшении коэффициента трансформации, т. е.
при увеличении напряжения холостого хода трансформатора. Регу-
лирование будет ступенчатым. Внешние характеристики при на-
стройке режима будут иметь вид, показанный на фиг. 36.
Как уже было указано в главе IV, такой способ регулирования
мало пригоден для ручной дуговой сварки, К этому следует добавить,
Регулирование тока и напряжения в сварочных трансформаторах 109
что для обеспечения требуемого диапазона регулирования при
изменении тока по ступеням не более 7,5% необходимо разбить
обмотки на большое число секций (более 20). Вследствие этого
усложняется конструкция обмоток, повышается расход и снижается
использование меди обмоток трансформатора. Переключение сту-
пеней, т. е. секций обмотки под нагрузкой, недопустимо, что исклю-
чает подрегулирование режима в процессе сварки.
Для обеспечения требуемого диапазона регулирования тока
необходимо в широких пределах изменять напряжение холостого
хода. Однако напряжение холостого хода на первой ступени (малые
гони) не должно быть чрезмерно низким, так как дуга будет неустой-
чивой. Поэтому напряжение холостого хода на последней ступени
(большие токи) будет слишком высоким, что недопустимо по усло-
виям техники безопасности и в то же время совершенно не требуется
по условиям устойчивости дуги при больших токах. Как следует
из уравнений (93) и (94), коэффициент мощности и использование
кажущейся мощности при высоком напряжении холостого хода
будут весьма низкими. Для иллюстрации рассмотрим конкретный
пример.
Согласно ГОСТу 95-51 кратность регулирования тока, т. е.
отношение максимального сварочного тока к минимальному при
//d^30 в, должна быть не менее четырех, или
Л( = ^«4,
1 hl
где 1дп и 1д1 — соответственно сварочный ток на последней и первой
ступенях.
Кратность изменения напряжения холостого хода будет
где (70л и UQl — соответственно напряжение холостого хода на по-
следней и первой ступенях.
На основании уравнения (89) можно записать
г 2 __ I[дп_\2 ~~
В результате преобразования этого выражения получим
Обозначим отношение напряжения дуги к напряжению холостого
кода на первой ступени через
kn --*>-•
01 “ ип *
110 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
тогда уравнение для кратности изменения напряжения холостого
хода примет вид
ka = / ^-^(^-1). (99)
Согласно условиям устойчивости дуги, изложенным в главе II,
коэффициент Л01 должен быть не более 0,637. Примем kQi = 0,637.
Тогда £й^3,1 при kt = 4.
Напряжение холостого хода на первой ступени определим из
отношения
’ ^-.^ = 0,637,
и 01
откуда при Ud = 30 в £701 = 48 в.
Напряжение холостого хода на последней
^-^01=3,1.48^150
ступени
в.
мощности, согласно
Коэффициент использования кажущейся
уравнению (94), при = 0,9 будет:
С, = ^ = = 0,565;
С/01 4о
х-» 30-0,9 л чл
47-=-15б-=0>18-
Следовательно, расчеты показывают, что при кратности регули-
рования тока kl = 4 напряжение холостого хода на последней
ступени будет чрезмерно высоким и недопустимым по условиям
техники безопасности, а коэффициент использования кажущейся
мощности крайне низким.
При регулировании коэффициента трансформации путем изме-
нения числа витков первичной обмотки трансформатора, как следует
из уравнения
(/1ж4,44/^1Ф7.10-8,
поток в сердечнике трансформатора увеличивается с уменьшением
числа витков wi. Сечение сердечника и индукцию в нем следует
выбирать для ступени с максимальным потоком, т. е. при минймаль-
ном числе витков Поэтому при работе на других ступенях, с боль-
шим числом витков, когда поток Фт меньше, железо трансформатора
будет недогружено. По этим причинам габариты трансформатора
и удельный расход активных материалов будут увеличиваться.
При регулировании путем секционирования вторичной обмотки
подобного недостатка не будет, но в этом случае сечение витков
и выводов от секции вторичной обмотки следует выбирать по макси-
мальному току, что приводит к увеличению расхода меди. Надо также
Регулирование тока и напряжения в сварочных трансформаторах 111
увеличить сечение первичной обмотки, так как при настройке на
большие токи коэффициент трансформации уменьшается, что обуслов-
ливает относительное увеличение первичного тока. При сварке на
ступенях с меньшими токами часть витков вторичной обмотки не
работает. Следовательно, при этом способе регулирования снижается
использование и соответственно увеличивается расход меди.
Для того чтобы несколько повысить использование меди обмоток,
в некоторых случаях прибегают к параллельно-последовательному
соединению отдельных секций. Однако это сопряжено со значитель-
ным усложнением конструкции устройства для переключения секций.
Вследствие указанных существенных недостатков регулирование
тока трансформатора путем секционирования его обмоток обычно
не применяется в качестве основного способа регулирования.
В трансформаторах с увеличенным рассеянием, когда отдельный
дроссель отсутствует (Хр = 0), изменение числа витков обмоток
вызывает соответствующее изменение индуктивных сопротивлений
трансформатора Хт. Зависимость индуктивных сопротивлений от
числа витков можно приближенно выразить следующим уравнением:
9 2
cottlj W2
2 2
со W2
^р.0 Яио
(ЮО)
где Л?р.о — эквивалентное магнитное сопротивление потокам рассея-
ния, определяемое при допущении, что поток рассеяния сцеплен
со всеми витками обмотки, в омГ^секГ1} (о = 2 к/ — угловая частота
в сек"1.
Из уравнения (100) следует, что при секционировании первичной
обмотки приведенное индуктивное сопротивление трансформатора Хт
не изменяется. Следовательно, способ секционирования первичной
обмотки трансформатора с увеличенным рассеянием имеет те же
недостатки, что и в случае трансформаторов с нормальным рассеянием.
При регулировании путем секционирования вторичной обмотки
одновременно изменяются напряжение холостого хода и индуктивное
сопротивление Хг, причем, например, с увеличением числа витков
w2 напряжение холостого хода будет расти пропорционально уве-
личению числа витков w2 [уравнение (71)], а индуктивное сопроти-
вление будет увеличиваться пропорционально квадрату изменения
числа витков w2 [уравнение (100)]. В результате, согласно уравне-
ниям (89) и (97), сварочный ток и ток короткого замыкания будут
с увеличением числа витков w2 уменьшаться, а напряжение холостого
хода — увеличиваться. Как .было указано в главе IV, увеличение
напряжения холостого хода при уменьшении рабочих токов способ-
ствует повышению устойчивости дуги. К недостаткам этого способа
регулирования следует отнести необходимость в большом числе
секций, что усложняет конструкцию регулирующего устройства
и сопряжено с большим расходом меди на выводы от секций. При
работе на больших токах часть обмотки выключается, что приводит
112 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
к неполному использованию меди трансформатора. Последний недо-
статок можно несколько уменьшить, применяя параллельно-после-
довательное соединение отдельных секций вторичной обмотки.
Вследствие указанных недостатков в трансформаторах с увели-
ченным рассеянием секционирование вторичной обмотки обычно
применяется в качестве вспомогательного способа настройки в сочета-
нии с регулированием режима в пределах каждой ступени путем
плавного изменения индуктивного сопротивления.
Регулирование или настройка режима путем изменения индуктив-
ного сопротивления весьма широко применяется в сварочной технике.
Полное индуктивное сопротивление сварочной цепи Хс с учетом
индуктивного сопротивления трансформатора, приведенного ко вто-
ричной цепи, можно выразить аналогично уравнению (100):
2 2
Хс Хт + Хр = 21р + ^, (101)
тде шр — число витков обмотки дросселя;
/?Ир — магнитное сопротивление потоку в дросселе.
Остальные величины обозначены в соответствии с уравнением (100).
В трансформаторах с нормальным (малым) рассеянием, когда Хг^
0, регулирование производится за счет изменения индуктивного
сопротивления дросселя; число витков обмоток трансформатора и на-
пряжение холостого хода остаются при регулировании неизменными.
Вид внешних характеристик при таком способе регулирования был
показан на фиг. 37. Изменение индуктивного сопротивления дросселя
возможно путем секционирования ее обмотки. Регулирование будет
ступенчатым и потребует значительного числа выводов большого
сечения. Сечение сердечника дросселя определяется, исходя из допу-
стимой индукции при ступени с наименьшим числом витков, когда
поток в сердечнике будет максимальным. Вследствие этого на других
ступенях железо дросселя будет недогружено. При большой кратно-
сти регулирования применение этого способа в качестве основного
нерационально.
Ступенчатое секционирование обмотки дросселя (2—3 ступени)
применяют обычно в сочетании с другими способами плавного изме-
нения индуктивного сопротивления Хр. Наиболее распространенным
способом изменения индуктивного сопротивления дросселя является
плавное регулирование воздушного зазора в его сердечнике. 13 этом
случае в сердечнике дросселя имеется подвижной пакет, перемещая
который, изменяют воздушный зазор между неподвижной и подвиж-
ной частями сердечника (см. фиг. 48 и 70). При увеличении воздуш-
ного зазора ls будет расти магнитное сопротивление Согласно
уравнению
Регулирование тока и напряжения в сварочных трансформаторах > 113
при увеличении магнитного сопротивления будет уменьшаться
индуктивное сопротивление дросселя, и, следовательно, сварочный
ток будет увеличиваться. Зависимость тока дуги от длины воз-
душного зазора 1в представлена на фиг. 63 (стр. 139). (
Способ регулирования путем изменения воздушного зазора в сер-
дечнике реактивной катушки обладает рядомпреимуществ: плавность,
простота конструкции и сравнительно высокое использование актив-
ных материалов. К недостаткам следует отнести в первую очередь
возможность вибрации и перекоса подвижного пакета, что требует
тщательной сборки сердечника и жесткого крепления, подвижного
пакета. Более подробно эти недостатки будут рассмотрены в главе VI.
Магнитное сопротивление можно также изменять, подмагничивая
сердечник дросселя при помощи специальной обмотки, питаемой
постоянным током. Сердечник в этом случае выполняется без воз-
душных зазоров. Такие реактивные*катушки называют дросселями
насыщения. При подмагничивании постоянным током изменяется
индукция и степень насыщения сердечника, что приводит к измене-
нию его магнитной проницаемости и магнитного сопротивления [37 ],
[38 Р.
Применение дросселей насыщения позволяет осуществлять плав-
ное и дистанционное регулирование сварочных трансформаторов,
что весьма удобно для эксплуатации. Отсутствие в <,сердечниках
дросселей насыщения изменяющихся воздушных зазоров и подвиж-
ных пакетов устраняет вибрацию, что делает работу регулирующего
устройства более надежной. К недостаткам дросселей насыщения
следует отнести сравнительно большой расход активных материалов,
главным образом стали, а также некоторое ухудшение устойчивости
дуги при большом насыщении сердечника. По этим причинам
этот весьма удобный способ регулирования не нашел еще практиче-
ского применения, за исключением отдельных опытных образцов
(см. главу XVIII).
В трансформаторах с увеличенным рассеянием (Хр = 0) можно
изменять индуктивное сопротивление ХГ путем секционирования
вторичной обмотки трансформатора. Свойства такого способа регу-
лирования были рассмотрены ранее, так как они связаны с измене-
ниями напряжения холостого хода. Как было указано, секциониро-
вание вторичной обмотки трансформатора обычно применяется в каче-
стве дополнительного способа ступенчатой грубой регулировки
(2—3 ступени) для расширения диапазона настройки режима.
Увеличение рассеяния в сварочных трансформаторах достигается
обычно за счет размещения первичной и вторичной обмоток на срав-
нительно большом расстоянии друг от друга. В некоторых конструк-
циях для усиления рассеяния помещают между обмотками специаль-
ные стальные пакеты магнитные шунты. Регулирование индук-
1 Более подробно конструкция и принцип действия дросселей насыщения будут
изложены в главе XVIII.
8 Рабинович 22
114 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
тивного сопротивления Хт в таких трансформаторах производится
путем изменения расстояния между обмотками или посредством
введения или выведения магнитных шунтов на пути потоков рассея-
ния. Раздвижение обмоток или введение магнитного шунта эквива-
лентно уменьшению магнитного сопротивления потокам рассеяния,
что приводит к увеличению индуктивного сопротивления Хт и соот-
ветствующему уменьшению сварочного тока. Наоборот, при сбли-
жении обмоток или выдвижении магнитного шунта индуктивное
сопротивление уменьшается, а ток увеличивается. Эти способы плав-
ного регулирования индуктивного сопротивления трансформаторов
с увеличенным рассеянием применяются как раздельно, так и совме-
стно. Вибрация подвижной обмотки и магнитных шунтов сравнительно
невелика. В некоторых конструкциях сварочных трансформаторов
с увеличенным рассеянием плавное регулирование перемещением
обмоток или магнитного шунта часто сочетается со ступенчатым
регулированием путем секционирования вторичной обмотки.
Вид внешних характеристик при таком комбинированном регу-
лировании был показан на фиг. 38. Характерной особенностью ком-
бинированного регулирования является повышение напряжения
холостого хода при переходе на ступени, рассчитанные на малые
токи, что улучшает устойчивость дуги.
Из всех рассмотренных нами возможных способов настройки
режима сварочных трансформаторов путем регулирования внешних
характеристик наиболее распространены следующие.
В трансформаторах с нормальным (малым) рассеянием обычно
применяется способ регулирования путем плавного изменения воз-
душного зазора в сердечнике дросселя.
В трансформаторах с увеличенным рассеянием применяются
способы регулирования путем перемещения одной из обмоток транс-
форматора или при помощи подвижных магнитных шунтов на пути
потоков рассеяния. Эти способы плавного регулирования часто
сочетаются со ступенчатым изменением числа витков вторичной
обмотк и тра нсфо рмато р а.
Описанные выше способы регулирования тока при заданном
напряжении дуги применяются, как было указано в главе IV, в транс-
форматорах для ручной дуговой сварки и при автоматической сварке
с регуляторами напряжения дуги. При сварке на автоматах с неза-
висимой от параметров дуги скоростью подачи электродной про-
волоки, когда поддерживается на заданном уровне сварочный ток,
все перечисленные способы регулирования трансформатора, приме-
няются для настройки или изменения напряжения дуги. Как видно
из уравнения (88),
^ = ]/^о-4(хг + хр)\
при заданном токе 1д изменение напряжения холостого хода UQ или
индуктивных сопротивлений вызывает соответствующее изменение
напряжения дуги.
Классификация электромагнитных схем сварочных трансформаторов 115
§ 5. КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ СХЕМ СВАРОЧНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Электромагнитная схема, как известно, характеризует конструк-
цию сердечника, взаимное расположение обмоток трансформатора
и схему их включения. Эта схема определяет электрическую и маг-
нитную связь и характер взаимодействия между обмотками трансфор-
матора.
Анализ работы и способов регулирования сварочных трансфор-
маторов показывает, что их основные свойства — падающая внешняя
характеристика, возможность регулирования режима и ограничение
тока короткого замыкания — обусловливаются наличием в электри-
ческой сварочной цепи регулируемого индуктивного сопротивления,
В соответствии с этим различают две основные принципиальные
электромагнитные схемы сварочных трансформаторов.,
Первую группу составляют трансформаторы с нормальным (малым)
магнитным рассеянием и дополнительной реактивной катушкой —
дросселем.
Во вторую группу входят трансформаторы с увеличенным маг-
11итным рассеянием.
Внутри каждой из указанных двух групп сварочные трансфор-
маторы классифицируются в зависимости от конструкции и способов
регулирования режима.
Большинство трансформаторов первой группы относятся к одному
из следующих типов:
а) Сварочные трансформаторы с нормальным магнитным рассея-
нием в комбинации с реактивной катушкой — дросселем в однокор-
нусном исполнении. Собственно трансформатор имеет с реактивной
катушкой общий магнитопровод. Вследствие этого между реактивной
обмоткой и обмотками трансформатора существует не только элек-
трическая, но и магнитная связь. Коэффициент магнитной связи!
между обмотками трансформатора и реактивной катушкой 0 < kM С
< 1. Регулирование режима в таких трансформаторах осущест-
вляется обычно путем плавного изменения воздушного зазора в сер-
дечнике реактивной катушки (см. фиг. 58).
б) Сварочные трансформаторы с нормальным магнитным рассея-
нием и отдельной реактивной катушкой в двухкорпусном исполнении.
В этом типе трансформаторов реактивная катушка — дроссель имеет
отдельный сердечник и выполняется в отдельном корпусе. Между
обмоткой дросселя и обмотками трансформатора существует только
электрическая связь; коэффициент магнитной связи в этом случае
kM = 0. Регулирование режима производится обычно изменением
воздушного зазора в сердечнике дросселя.
Сварочные трансформаторы второй группы с увеличенным маг-
нитным рассеянием выполняются в одном корпусе, так как они не
имеют отдельного дросселя, а все основные свойства их обусловлены
повышенным индуктивным сопротивлением обмоток самого трансфор-
8*
116 Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов
матора. В зависимости от конструктивных особенностей и способов
регулирования режима различают следующие наиболее распростра-
ненные типы трансформаторов второй группы с увеличенным маг-
нитным рассеянием:
а) Сварочные трансформаторы с увеличенным магнитным рассея-
нием и подвижными магнитными шунтами. Трансформаторы этого
типа выполняются с неподвижными обмотками, размещенными на
одном или на двух разных стержнях на соответствующем расстоянии
друг от друга, с тем чтобы обеспечить требуемое рассеяние. Между
обмотками располагаются подвижные магнитные шунты, перемещая
которые, изменяют рассеяние и тем самым осуществляют регулиро-
вание режима. Плавное регулирование путем перемещения магнитных
шунтов в таких трансформаторах часто сочетается со ступенчатым
(2—3 ступени) секционированием вторичных обмоток трансформатора.
б) Сварочные трансформаторы с увеличенным магнитным рассея-
нием и подвижными обмотками. Одна или обе обмотки трансфор-
матора выполняются подвижными. В некоторых конструкциях для
усиления рассеяния между обмотками размещены неподвижные
магнитные шунты. Регулирование осуществляется путем плавного
перемещения подвижной обмотки или катушки, в результате* чего
изменяется рассеяние и соответственно изменяется режим работы
трансформатора. Как и в предыдущем типе, плавное регулирование
может сочетаться со ступенчатым секционированием вторичной
обмотки.
Первые три типа сварочных трансформаторов обычно имеют стерж-
невой сердечник, а последний тип в большинстве случаев — броневой*
В СССР в настоящее время основными типами являются одно-
корпусные трансформаторы с нормальным магнитным рассеянием
в комбинации с реактивной катушкой типа СТН-ТСД, однокорпусные
трансформаторы типа СТАН с увеличенным магнитным рассеянием,
имеющие подвижной магнитный шунт, и двухкорпусные источники
питания типа СТЭ с нормальным магнитным рассеянием, имеющие
отдельный дроссель.
Первые два типа входят в единую серию однокорпусных сварочных
трансформаторов СТН-ТСД и СТАН, разработанную в 1948—1951 гг.
заводами электропромышленности совместно с бывшей Секцией
электросварки и электротермии АН СССР и МВТУ имени Баумана.
ГЛАВА VI
ТРАНСФОРМАТОРЫ С НОРМАЛЬНЫМ МАГНИТНЫМ
РАССЕЯНИЕМ В КОМБИНАЦИИ С РЕАКТИВНОЙ ОБМОТКОЙ
ТИПА СТН
§ 1. ЭЛЕКТРОМАГНИТНАЯ СХЕМА ТРАНСФОРМАТОРА
Принципиальная электромагнитная схема сварочного транс-
форматора типа СТН в однокорпусном исполнении (фиг. 48) была
предложена акад. В. П. Никитиным в 1924 г. Сердечник трансфор-
матора СТН может выполняться как стержневым, так и броневым.
Советские сварочные трансформаторы СТН и ТСД имеют стержневые
сердечники. Магнитная система
трансформатора состоит из
двух связанных общим ярмом
сердечников—основного и вспо-
могательного. На основном
сердечнике (нижняя часть сер-
дечника на фиг. 48) размещены
первичная / и вторичная //
обмотки собственно трансфор- 0
матора, а на вспомогательном
сердечнике, имеющем подвиж- 0
пой пакет и изменяющийся
воздушный зазор /б, размещена
реактивная обмотка ///, со-
Фиг. 48. Электромагнитная схема транс-
форматора СТН с сердечником стержне-
вого типа.
единенная последовательно со
вторичной обмоткой свароч-
ного трансформатора. Общее ярмо выполняется сплошным, без
воздушных зазоров. Сердечник реактивной обмотки имеет один
(фиг. 48) или два воздушных зазора. Подвижной пакет в сердечнике
реактивной обмотки устроен для изменения воздушного зазора при
регулировании режима. Коэффициент магнитной связи kM между
первичной и вторичной обмотками близок к единице, так как рассеяние
в трансформаторе невелико. Для уменьшения рассеяния катушки
первичной и вторичной обмоток расположены на обоих стержнях
трансформатора на небольшом расстоянии друг от друга. Стержневые
трансформаторы выполняются большей частью с цилиндрическими
катушками.Магнитнаясвязьмежду обмотками трансформатора и реак-
118
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
тивной обмоткой значительно слабее благодаря наличию воздушного
зазора в верхнем ярме и размещению реактивной обмотки на вспо-
могательном сердечнике, имеющем с трансформатором лишь одно
общее (среднее) ярмо. Вследствие этого потоки, создаваемые н. с.
обмоток I и II, замыкаются в основном через среднее ярмо и нижнюю
часть основного сердечника. Только весьма незначительная часть
этих потоков ответвляется в сердечник реактивной обмотки, имеющий
воздушный зазор. С другой стороны, поток, создаваемый реактивной
обмоткой, также большей частью замыкается через среднее ярмо.
Небольшая часть потока трансформатора, ответвляясь в сердечник
реактивной обмотки, индуктирует в последней э. д. с. Ер0. В зави-
симости от способа последовательного соединения реактивной обмотки
с вторичной обмоткой трансформатора э. д. с. Ер0 может совпадать
по фазе и складываться с э, д. с. во вторичной обмотке или будет
направлена ей навстречу.
< В соответствии с этим различают трансформаторы СТН с соглас-
ным или встречным включением реактивной и вторичной обмоток,
трансформатора.
§ 2. ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ В ТРАНСФОРМАТОРАХ ТИПА СТН
Фиг. 49. Распре-
деление магнит-
ных потоков в
сердечнике
трансформатора
СТН при холо-
стом ходе.
Холостой ход. Распределение магнитных потоков, создаваемых
н. с. первичной обмотки при холостом ходе, показано на фиг. 49, где
Фо *— поток в основном сердечнике, пронизывающий первичную
и вторичную обмотки; Фс0 — составляющая основ-
ного потока Фо, ответвляющаяся в среднее ярмо;
Фб0 — составляющая потока Фо, ответвляющаяся
во вспомогательный сердечник и пронизывающая
реактивную обмотку.
Пренебрегая магнитными потерями, можно счи-
тать, что потоки Фо, Фс0 и Фб0 совпадают по фазе
с током холостого хода. Следовательно, можно при-
нять
Фо= Фео + Фео-
Коэффициент магнитной связи первичной и реак-
тивной обмоток определяется отношением потоку в
стержнях сердечника реактивной обмотки Фв0 к
суммарному потоку Фо, создаваемому н. с. первичной
обмотки:
(Ю2а)
^0
Среднее ярмо и верхняя часть сердечника реактивной обмотки
образуют разветвленную магнитную цепь. Потоки Фв0 и Фс0 в раз-
Основные соотношения в трансформаторах типа СТН
119
ветвлениях этой цепи будут обратно пропорциональны их магнитным
сопротивлениям, т. е.
Ф«0
где —магнитное сопротивление среднего ярма;
—магнитное сопротивление верхней части сердечника реак-
тивной обмотки, включая воздушный зазор.
Используя указанное соотношение, можно записать
Фео Фео______ Rp.c
Фео -t- Фео Фо
ИЛИ
Из последнего выражения следует, что с увеличением воздуш-
ного зазора в сердечнике реактивной обмотки, когда увеличи-
вается, коэффициент магнитной связи #13 будет уменьшаться. При
больших зазорах £13^0.
Потоки Фо и Фб0 индуктируют при холостом ходе во вторичной
и реактивной обмотках соответственно э. д. с. E2q и £р0. Э. д. с. £20
и EpQ либо совпадают по фазе при согласном включении, либо
противоположны — при встречном включении этих обмоток. В соот-
ветствии с этим напряжение на клеммах вторичной цепи трансфор-
матора при холостом ходе
t/o = £20 + £p0. (ЮЗ)
Выразим э. д. с. через потоки:
£2О = 4,44>2Фо-1О-8
и
£р0 = 4,44/шр^13Ф0-10-8,
откуда
£/0 = 4,44/ (ш2 ± k13wp) Фо • IO"8, (104)
где wp — число витков реактивной обмотки.
Из уравнения (70) равновесия э. д. с. и падений напряжений
в первичной обмотке трансформатора при холостом ходе следует,
что
г71^4,44/^1Фо.1О-8,
откуда коэффициент трансформации при холостом ходе
ZA w.
п = —- =------=---
и О wa ± kjsWf,'
120
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
Согласно последнему выражению
й>2 ± k13Wp
(Ю5)
Уравнения (103) и (105) показывают, что напряжение холостого
хода трансформатора такого типа в некоторой степени зависит от
э. д. с. EpQ, индуктируемой в реактивной обмотке.
При согласном включении эта э. д. с. может несколько увели-
чивать, а при встречном включении уменьшать напряжение
холостого хода. При увеличении воздушного зазора 1в в сердечнике
реактивной обмотки коэффициент
магнитной связи &13, как это
Фиг. 51. Зависимость напря-
жения холостого хода от ве-
личины воздушного зазора
в сердечнике трансформатора
СТН:
1 — при согласном включении
обмоток; 2 — при встречном
включении обмоток.
Фиг. 50. Зависимость э. д. с. Ер0 от
величины воздушного зазора в сер-
дечнике трансформатора типа СТН
(ТСД-1000-3).
следует из уравнения (1026),
уменьшается. Поэтому величина
э. д. с. Ер() и ее влияние на напря-
жение холостого хода уменьшаются. При воздушных зазорах,
которые практически имеют место в сварочных трансформаторах
типа СТН и ТСД, коэффициент магнитной связи kl3 очень мал,
а э. д. с. EpQ изменяется в пределах от 0,8 до 3 в в рабочем диа-
пазоне изменения воздушного зазора (фиг. 50). Следовательно,
напряжение холостого хода в трансформаторах типа СТН при
согласном и встречном включении будет практически одинаковым
(фиг. 51). Уравнение (105) при &13 0 упрощается. В этом случае
U
0 1 а»!
Нагрузка. При замыкании вторичной цепи трансформатора
ца сварочную дугу обмотки будут создавать магнитные потоки
Основные соотношения в трансформаторах типа СТН
121
Ф2 и Фр. Потоки первичной и вторичной обмоток образуют резуль-
тирующий магнитный поток в сердечнике трансформатора:
ФГ = Ф1 + Ф2-
Потоками рассеяния между первичной и вторичной обмотками
ввиду их незначительной величины можно пренебречь, т. е. полагаем
коэффициент магнитной связи первичной и вторичной обмоток kM =
= &i2 = 1. Благодаря малому рассеянию и неизменной величине
первичного напряжения поток Фт в сердечнике трансформатора
Фиг. 52. Распределение магнитных
потоков в сердечнике трансформа-
тора СТН при ^нагрузке (согласное
включение обмоток):
а — при k н > 0; б — при & 0.
Фиг. 53. Распределение магнитных
потоков в сердечнике трансформа-
тора СТН при нагрузке (встречное
включение обмоток):
а — при kM > 0; б — при kM 0.
при нагрузке будет в первом приближении равен по величине по-
току при холостом ходе, т. е. ФГ^ФО.
Этот поток в основном замыкается через среднее ярмо (поток Фс —
фиг. 52, а и 53, а) и лишь частично ответвляется в сердечнике
реактивной обмотки (поток Фв).
Если положить, что коэффициент магнитной связи kl3 при на-
грузке остается примерно неизменным, что подтверждается опытом,
то отношение потоков Фв и Фт будет таким же, как и при холо-
стом ходе, т. е.
Н. с. реактивной обмотки создает поток Фр. Этот поток замыкается
в основном через среднее ярмо (поток Фрс) и частично ответвляется
в основной сердечник трансформатора (поток Фра — фиг. 52, а
и 53, а). Направление потока реактивной обмотки Фр и распределе-
ние потоков в сердечнике зависят от вида соединения реактивной
122
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
и вторичной обмотки трансформатора. При согласном действии н. с.
потоки реактивной и вторичной обмоток Фр и Ф2 совпадают между
собой по фазе и находятся в фазе с током во вторичной цепи /2.
Поток трансформатора Фт совпадает по фазе с намагничивающим
током 1Н. Как известно, при наличии во вторичной цепи трансфор-
матора большой индуктивности угол сдвига фаз между намагничи-
вающим током 1Н и током во вторичной цепи 12 значительно больше
90° (см. фиг. 44). В сварочных трансформаторах с большим индуктив-
ным сопротивлением этот угол при нагрузке достигает 150°, при-
ближаясь при коротком замыкании к 180°. Следовательно, угол
между потоками Фг, Фр и их составляющим будет таким же. Поэтому
при согласном действии н. с. поток реактивной катушки Фр направ-
лен встречно по отношению к потоку Фт.
Однако в среднем стержне взаимное направление составляющих
этих потоков Фс и Фрс изменяется на обратное так, что они действуют
согласно, как видно из схемы распределения потоков на фиг. 52, а.
Вследствие этого результирующий поток в среднем ярме Фся при
согласном включении обмоток может быть весьма значительным,
так как
ФСЯ = Фс + Фрс-
При встречном включении обмоток поток Фр изменяет фазу
на 180° (фиг. 53, а). Поэтому составляющие потоков Фс и ФрС на-
правлены в среднем ярме встречно (фиг. 53, а). Результирующий
поток Фся и насыщение среднего ярма при встречном включении
будут меньше, чем при согласном, так как
ф = ф — ф
^СЯ ^рс
Распределение магнитного потока реактивной обмотки между
средним ярмом и основным сердечником трансформатора харак-
теризует магнитную связь между реактивной и первичной обмот-
ками k31.
Отношение потоков Фра и ФрС зависит от соотношения магнитных
сопротивлений среднего ярма и нижней части сердечника трансфор-
матора:
Фра _R р.с
Фрс
где — магнитное сопротивление нижней части сердечника транс-
форматора;
— магнитное сопротивление среднего ярма.
Из последнего выражения следует, что коэффициент магнитной
-связи
1 __ Фра _
31” фр ~ + *
Основные соотношения 6 f реформаторах типа СТН
123
, Обычно это отношение не больше 0,25, так как длина нижней
части сердечника трансформатора (два стержня и ярмо) в 3 раза
больше длины среднего ярма. При этом учитывается, что обычно
сечение ярма и стержней одинаково. Таким образом, в среднее
ярмо ответвляется не менее 75% общего потока реактивной обмотки,
а в сердечник трансформатора не более 25% потока Фр. Из анализа
схемы распределения потоков, показанной на фиг. 52, а и 53, а,
следует:
а) Результирующий поток Фся в среднем ярме в случае согласного
включения обмоток будет при нагрузке больше потока трансформато-
ра Фт. При холостом ходе Фся Фт % Фо.
По мере увеличения тока нагрузки и уменьшения напряжения
дуги поток реактивной обмотки будет расти и соответственно будет
расти результирующий поток в среднем ярме.
При коротком замыкании, когда Ud = 0, результирующий поток
в среднем ярме, как будет показано ниже, достигает наибольшей
величины.
Усиление насыщения среднего (общего) ярма при согласном
включении обмоток вызывает рост намагничивающей составляющей
первичного тока, что увеличивает потери энергии. Кроме того,
насыщение среднего ярма может усилить искажение кривой сва-
рочного тока, что ухудшает устойчивость дуги и снижает коэффи-
циент мощности дуги \д. По этим причинам сечение среднего ярма
при согласном включении следует несколько увеличить по сравне-
нию с сечением стержней.
При встречном включении обмоток результирующий поток
в среднем ярме Фся уменьшается с увеличением тока нагрузки. При
холостом ходе Фся Фо, а для режима короткого замыкания резуль-
тирующий поток Фся будет весьма малым. Вследствие этого сечение
среднего ярма при встречном включении обмоток может быть не
больше сечения стержней трансформатора.
б) Составляющая потока реактивной обмотки Фра при согласном
включении обмоток ослабляет, а при встречном включении, наоборот,
усиливает поток в стержнях сердечника трансформатора, на кото-
рых размещены первичная и вторичная обмотки. Результирующий
поток Фт в сердечнике трансформатора при неизменном первичном
напряжении Ui должен быть одинаковым для обеих схем соедине-
ния обмоток. Следовательно, намагничивающая составляющая пер-
вичного тока при нагрузке в случае согласного включения обмоток
будет несколько больше, чем при встречном включении. Уменьшение
намагничивающей составляющей первичного тока при встречном
включении несколько повышает коэффициент мощности трансфор-
матора.
Сравнение схем согласного и встречного включения обмоток
показывает, что наиболее целесообразным является встречное вклю-
чение, особенно при больших нагрузках, т. е. при работе на средних
и больших сварочных токах.
124
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
в) В существующих конструкциях трансформаторов типа СТН,.
у которых воздушные зазоры в сердечнике реактивной обмотки и се-
чение среднего ярма достаточно велики, что устраняет явление
насыщения среднего ярма, потоки Фв и Фра невелики. Следовательно,
для упрощения анализа работы трансформаторов этого типа можно*
принять коэффициенты магнитной связи &i3 и &3i равными нулю.
Распределение магнитных потоков при нагрузке для согласного
и встречного включения обмоток в этом случае показано на фиг. 52, б
и 53, б. Как видно из фиг. 52, б и 53, б, трансформатор и сердечник
Фиг. 54. Векторные диаграммы для упрощенной схемы замещения
трансформатора СТН:
а — согласное включение обмоток; б — встречное включение обмоток.
реактивной обмотки образуют две практически независимые магнит-
ные цепи, имеющие одно общее среднее ярмо. Работа такой системы
в основном аналогична работе трансформатора с нормальным рассея-
нием, имеющим отдельную реактивную катушку — дроссель.
Следовательно, исследование рабочих свойств трансформатора
типа СТН можно производить по упрощенной схеме замещения,
изображенной на фиг. 46.
Векторные диаграммы при нагрузке для согласного и встречного
включения обмоток трансформатора СТН изображены на фиг. 54, а
и б. При построении диаграмм было учтено, что напряжение холо-
стого хода UQ для согласного и встречного включения может быть,
различным [см. уравнение (103)]. Однако, как было указано выше,,
это различие невелико. Из векторных диаграмм на фиг. 54 следует,,
что для режима нагрузки трансформатора СТН справедливы уравне-
ния (87) и (88):
и9 = ]/u20-J29(XT-Xp'f - 1д (Яг н-
Ud ъ / и20-12д(Хт + ХРУ.
Основные соотношения в трансформаторах типа СТН
125
Также будет справедливым уравнение (89) для определения
сварочного тока:
Так как рассеяние в первичной и вторичной обмотках трансфор-
матора СТН невелико, то индуктивное сопротивление Хт мало
по сравнению с индуктивным сопротивлением реактивной катушки—
дросселя Хр.
Принимая в уравнениях (88) и (89) Хт = 0, получим
12дХр (106)
и
Коэффициент полезного действия, коэффициент мощности и коэф-
фициент использования кажущейся мощности трансформатора СТН
при нагрузке определяются по уравнениям (92)—(94).
Короткое замыкание. Как было показано в главе V, при корот-
ком замыкании дуги, когда Ud = 0, э. д. с. в трансформаторе
уравновешивается в основном падением напряжения в индуктивном
сопротивлении схемы замещения, т. е.
UQ^IK(Xr + Xp).
Пренебрегая индуктивным сопротивлением самого трансформатора
(Хт = 0), можно упростить последнее выражение:
Uo^IKXp,
откуда
<108>
Учитывая уравнение (103), можно преобразовать уравнение (108)
к следующему виду:
для согласного включения
(Ю9)
для встречного включения
р ________________________________р ।
т ^20 ^р0
у
ЛР
(НО)
Сравнивая эти уравнения, нетрудно сделать вывод, что при
прочих равных условиях ток короткого замыкания, а также свароч-
ный ток при согласном включении будет несколько больше, чем
при встречном включении.
126
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
Кроме того, следует иметь в виду, что при согласном включении
вследствие большего насыщения среднего ярма индуктивное сопро-
тивление Хр будет несколько меньше, чем при встречном включении.
По этим причинам сварочный ток при встречном включении для
одинаковой настройки регулирующего устройства будет несколько
меньше, чем при согласном включении. По мере увеличения воздуш-
ных зазоров в сердечнике дросселя это различие в токах умень-
шается, так как э. д. с. EpQ практически становится равной нулю.
Анализ работы трансформатора СТН показывает, что падение
напряжения в реактивной обмотке Up при изменении нагрузки
от холостого хода до короткого замыкания изменяется от нуля до
величины, близкой к напряжению холостого хода трансформатора.
Пренебрегая падением напряжения в активном сопротивлении
реактивной обмотки, можно записать:
Up = 1дХр = EJ = 4,44>рФр • 10-,
где Up — падение напряжения в дросселе;
Ер — э. д. с. в реактивной обмотоке при нагрузке.
Из этого выражения и уравнения (106) следует, что
Up = 4,44/^рФ,,• 10-8U2d. (III)
Следовательно, поток в сердечнике реактивной обмотки, а также
результирующий поток в среднем ярме Фся при согласном включении
будут увеличиваться по мере увеличения тока нагрузки и снижения
напряжения дуги, достигая наибольшего значения при коротком
замыкании.
§ 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
Регулирование режима, т. е. настройка тока или напряжения
дуги в трансформаторах СТН, производится, согласно уравнениям
(106)—(108), путем изменения индуктивного сопротивления реактив-
ной обмотки Хр. Для изменения Хр в сердечнике реактивной обмотки
устраивают воздушные зазоры, величина которых изменяется при
помощи подвижных пакетов (см. фиг. 48 и 58). Изменение индуктив-
ного сопротивления Хр путем секционирования реактивной обмотки
в трансформаторах типа СТН не применяется.
При увеличении длины воздушных зазоров 1в магнитное сопро-
тивление сердечника реактивной обмотки увеличивается. Сле-
довательно, согласно уравнению
X
р~^р’
при увеличении воздушных зазоров индуктивное сопротивление
уменьшается, а ток или напряжение, даваемое на дугу, увеличи-
вается. Изменение сварочного тока при регулировании воздушного
Регулирование режима
127
зазора в сердечнике трансформатора СТН-500 в случае Ud = const =
= 30 в изображено на фиг. 55.
На графике фиг. 55 по оси абсцисс отложены числа оборотов хо-
дового винта регулирующего механизма, которым пропорциональны!
изменения длины воздушного зазора.
Как видно из фиг. 55, при малом зазоре изменение его длины
вызывает более интенсивное изменение тока, чем при больших
зазорах. Это объясняется следующими явлениями. Н. с. реактивной
обмотки создает не только основной
поток в сердечнике и воздушном зазоре,
но порождает также поток рассеяния,
замыкающийся в воздушном простран-
стве, окружающем реактивную обмот-
ку. В соответствии с этим индуктив-
ное сопротивление Хр можно пр ед ста-
вить как сумму двух сопротивлений:
Хр = XpQ Хрс,
где XpQ — индуктивное сопротивление,
обусловленное основным по-
током в сердечнике реактив-
ной обмотки и воздушном
Обороты Винта
Фиг. 55. Зависимость свароч-.
ного тока 1$ от числа оборотов-
т ходового винта регулирую^
щего устройства трансформатор
ра СТН-500.
зазоре;
Хрс — индуктивное сопротивление,
обусловленное потоком рас-
сеяния реактивной обмотки.
При малых воздушных зазорах пре-
обладает индуктивное сопротивление
Хр0. По мере увеличения зазора индук-
тивное сопротивление Хр0, а следовательно, и суммарное сопро*
тивление Хр вначале изменяются весьма интенсивно, в то время
как изменение зазора гораздо слабее сказывается на величине
сопротивления Хрс. Поэтому при больших зазорах, когда Хр0 отно-
сительно невелико, увеличение зазора приводит к меньшему изме-
нению суммарного индуктивного сопротивления Хр.
Кроме того, по мере удлинения зазора несколько увеличивается
площадь поперечного сечения воздушного промежутка, пронизы-
ваемая основным потоком в сердечнике реактивной обмотки (фиг. 56),
что также уменьшает интенсивность изменения индуктивного сопро-
тивления Хр. Когда зазор достигнет некоторой величины, опреде-
ляемой конструкцией реактивной обмотки и ее сердечника, дальней-
шее увеличение зазора практически не вызывает изменения свароч-
ного тока. Этим ограничивается верхний предел регулирования тока.
Нижний предел ограничивается минимально допустимой величиной
зазора, так как при весьма малых зазорах, как будет показано ниже,
работа трансформатора недостаточно устойчива. По этим причинам’
128
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
кратность регулирования тока путем изменения величины воздушного
зазора ограничена и обычно не превосходит 4—5.
Согласно уравнению (107), кратность регулирования тока kt при
неизменном значении напряжения дуги Ud равна кратности kx
изменения индуктивного сопротивления, т. е.
ь __ h __ ____*рн
х 1дн - хрв >
где 1дв и 1дн — соответственно максимальное и минимальное зна-
чения сварочного тока;
Хрн и Хрв —значения индуктивного сопротивления при ниж-
нем и верхнем пределе регулирования тока.
душного промежутка при удлинении зазора в сердеч-
нике реактивной обмотки.
В трансформаторах для автоматической сварки, как было ука-
зано в главе IV, настройку режима следует производить так, чтобы
с увеличением сварочного тока увеличивалось рабочее напряжение
дуги. При такой настройке кратность регулирования тока будет
меньше кратности изменения индуктивного сопротивления.
Действительно, согласно уравнению (107) можно записать:
, __। ~ и1в
1~хре V ul-uln’
где Ude и UdH — соответственно рабочее напряжение трансформа-
тора (включая падение напряжения в активных
сопротивлениях сварочной цепи) при верхнем
и нижнем пределах регулирования тока.
Поскольку при автоматической сварке Ude > Udfn то
Следовательно, в трансформаторах, питающих дугу при авто-
матической сварке, для получения требуемой кратности регулиро-
вания тока необходимо увеличить, по сравнению с трансформаторами
для ручной сварки, кратность изменения индуктивного сопротивле-
ния.
Регулирование режима
129
UB
40
20
О 200 400 600 600 !а
Фиг. 57. Внешние характеристики транс-
форматора СТН-500 при различной вели-
чине воздушного зазора в сердечнике
реактивной обмотки.
Так как увеличение kx сопряжено с некоторыми техническими
трудностями, которые были указаны выше, то обычно трансформаторы
для автоматической сварки имеют меньшую кратность регулирования,
чем трансформаторы для руч-
ной сварки.
В некоторых случаях для
расширения пределов регули-
рования можно прибегнуть к
секционированию реактивной
обмотки (2—3 ступени).
Как уже было показано
(фиг. 51), изменение воздуш-
ного зазора практически не
влияет на величину напряже-
ния холостого хода трансфор-
матора СТН. Поэтому регули-
рование трансформаторов типа
СТН происходитпри неизменном
напряжении холостого хода.
Вид внешних характеристик трансформатора СТН-500 при различных
воздушных зазорах в сердечнике реактивной обмотки, т. е. при
различной настройке режима, показан на фиг. 57. Наиболее распро-
Фиг. 58. Типовые конструкции сварочных трансформаторов, выполненных по элек-
тромагнитной схеме СТН:
/—первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка; 3 — реактивная обмотка; 4 — подвижной
пакет; 5 — винтовой механизм.
страненные конструкции трансформаторов типа СТН и их регули-
рующие устройства показаны на фиг. 58.
Подвижные пакеты этих трансформаторов перемещаются при помо-
щи винтового механизма с ручным или электрическим приводом.
9 Рабинович 22
130
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
В стержневом трансформаторе, изображенном на фиг. 58, а,
сердечник реактивной обмотки выполнен с одним воздушным зазо-
ром. Следовательно, при прочих равных условиях (одинаковые числа
витков, площади поперечного сечения сердечника и длина зазоров
и одинаковое падение напряжения в реактивной обмотоке) индуктив-
ное сопротивление в таком трансформаторе будет примерно в 2 раза
больше, чем в стержневом трансформаторе, изображенном на
фиг. 58, б, который имеет сердечник с П-образным подвижным паке-
том и двумя воздушными зазорами. Поэтому в трансформаторе с одним
зазором нижний предел тока при регулировании будет меньше, чем
в трансформаторе с двумя воздушными зазорами в сердечнике реак-
тивной обмотки. Для достижения верхнего предела регулирования
в трансформаторе с одним зазором приходится значительно увели-
чивать длину зазора. Как было показано выше, при больших зазорах
интенсивность регулирования невелика. Поэтому верхний предел
тока при регулировании в трансформаторах с одним зазором будет
меньше, чем в трансформаторах с двумя воздушными зазорами.
По этим причинам сердечник реактивной обмотки с двумя зазорами
(фиг. 58, б) наиболее пригоден для трансформаторов большой мощно-
сти, когда необходимо значительно повысить верхний предел регу-
лирования тока.
Основным недостатком трансформаторов с регулируемыми воз-
душными зазорами является вибрация подвижных пакетов, вызван-
ная динамическими усилиями, направленными по оси их перемеще-
ния. Эти усилия пропорциональны квадрату индукции в зазоре
и площади поперечного сечения подвижного пакета. Величина уси-
лий, действующих на подвижные пакеты, может быть весьма зна-
чительной. Поэтому во избежание перемещения подвижных пакетов
во время работы они должны жестко крепиться, а механизм пере-
мещения подвижного пакета должен быть достаточно прочным.
Динамические усилия возникают по следующим причинам.
При периодических изменениях потока в сердечнике на подвиж-
ной пакет действует пульсирующая сила с частотой 100 гц. Вибра-
ционная нагрузка, обусловленная этой пульсирующей силой, при
недостаточной прочности механизма перемещения и крепления по-
движного пакета с течением времени может привести к усталостному
разрушению деталей механизма. При сварке напряжение дуги и соот-
ветственно падение напряжения в реактивной обмотке могут резко
изменяться. Вследствие этого поток в сердечнике и усилие, действую-
щее на подвижной пакет, также изменяются. При недостаточной
жесткости крепления изменение усилия может вызвать изменение
воздушных зазоров. Особенно сильно сказывается изменение зазора
при малой его длине, когда амплитуда колебаний соизмерима с вели-
чиной зазора. Вибрация подвижного пакета при малых зазорах
обычно приводит к нарушению устойчивости процесса сварки. Нерав-
номерность воздушного зазора, особенно при малой его величине,
вредно отражается на условиях работы регулирующего устройства.
Регулирование режима
131
Неравномерность воздушного зазора является результатом плохой
сборки и шихтовки сердечника или вызывается перекосом подвижного
пакета вследствие износа и недостаточной жесткости его крепления.
Неравномерность воздушного зазора обусловливает неравномерное
распределение индукции в воздушном зазоре, особенно при малых
зазорах. Вследствие этого силы, действующие на подвижной пакет,
неравномерно распределены по площади поперечного сечения, что
вызывает появление в механизме регулирующего устройства допол-
нительного изгибающего момента, могущего привести к его разру-
шению или преждевременному износу. Кроме того, при неравно-
мерном распределении индукции возможно местное насыщение сер-
дечника, что ухудшает устойчивость дуги.
Все эти явления приводят к тому, что при малых воздушных
зазорах в сердечнике реактивная катушка работает в тяжелых
условиях и стабильность процесса сварки ухудшается. Поэтому
при расчете реактивных катушек — дросселей необходимо стремиться
к тому, чтобы их нормальная работа происходила при относительно
больших зазорах.
С целью повышения надежности работы желательно увеличить
минимальные зазоры пуТем увеличения количества витков реактив-
ной обмотки и соответствующего уменьшения площади поперечного
сечения сердечника. Усилия в таких дросселях уменьшаются, а мини-
мальная длина зазора увеличивается.
В условиях работы с динамической нагрузкой конструкция реак-
тивных катушек с одним воздушным зазором (фиг. 58, а п в) более
совершенна, чем с двумя зазорами. Усилие, действующее на П-образ-
ный подвижной пакет трансформатора с двумя зазорами, при прочих
равных условиях будет примерно в 2 раза больше, чем в трансфор-
маторе с одним зазором.
В первом случае длина каждого зазора должна быть при одинако-
вых токах примерно в 2 раза меньше, чем в трансформаторах с одним
зазором.
Трансформатор, изображенный на фиг. 58, в, в отличие от двух
других конструкций (см. фиг. 58, а и б) выполняется с сердечником
броневого типа. Сочленение подвижного пакета с неподвижной
частью сердечника выполнено в виде гребенки. Такое соединение
обеспечивает хорошее крепление h направление подвижного пакета,
а также значительно уменьшает вибрацию. Усилия, действующие
на механизм перемещения подвижного пакета, в этом трансформаторе
такие же, как в стержневом трансформаторе с одним зазором в сердеч-
нике реактивной обмотки (фиг. 58, а). Регулировочные свойства также
аналогичны.
Расход активных материалов в трансформаторе броневого типа,
как обычно, несколько меньше, чем при стержневом сердечнике.
Однако изготовление трансформатора броневого типа более тру-
доемко, чем стержневого трансформатора.
9*
132
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТИПА СТН И ИХ РАЗНОВИДНОСТИ
По схеме СТН для ручной однодуговой сварки в СССР выпу-
скаются трансформаторы общего назначения СТН-500 и СТН-700
и специального применения СТН-350. Конструкция трансформато-
ра СТН-350 специально приспособлена для работы на открытом воз-
духе в условиях повышенной влажности, на судах морского и речного
флота.
Принципиальная электрическая и конструктивная схема транс-
форматоров СТН, выпускаемых в СССР, изображена на фиг. 59.
Фиг. 59. Принципиальная электрическая и конструктивная схема трансформаторов
типа СТН:
1 — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка; 3 — реактивная обмотка; 4— подвижной па-
кет сердечника дросселя; 5 — винтовой механизм; 6— электрододержатель; 7 — свариваемое
изделие.
Как видно из схемы на фиг. 59, в СССР принята конструкция стерж-
невого трансформатора с одним зазором в сердечнике реактивной
обмотки (см. фиг. 58, а). Соединение вторичной и реактивной обмоток
в ^трансформаторах типа СТН, выпускаемых в СССР, встречное.
На схеме (фиг. 59) катушки вторичной обмотоки соединены последо-
вательно, что соответствует схеме трансформатора СТН-700. В транс-
форматоре СТН-500 катушки вторичной обмотки соединяются парал-
лельно.
Регулировочные свойства трансформаторов СТН были описаны
выше. К этим свойствам в первую очередь относятся: плавность
регулирования при кратности kt = 4 и возможность подрегулиро-
вания режима в процессе сварки. Интенсивность регулирования
уменьшается с увеличением зазора, что ограничивает верхний пре-
дел настройки режима. При малых зазорах в сердечнике реактивной
обмотки устойчивость дуги ухудшается, а вибрации подвижного
пакета сердечника усиливаются. По этим причинам, когда зазор
в сердечнике невелик, устойчивое горение дуги на малых токах
затруднено. Следовательно, трансформаторы этого типа наиболее
пригодны для работы на средних и больших токах, на которые и рас-
считаны трансформаторы СТН-500 и СТН-700 (см. табл. 5, стр. 154).
Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности 133
Перемещение подвижного пакета при регулирования режима
осуществляется вручную при помощи винтового механизма с рукоят-
кой. Подвижной пакет связан с поворачивающимся сектором. На
секторе нанесена шкала, градуированная в амперах, которая служит
для предварительной настройки режима перед сваркой для номи-
нального рабочего напряжения на клеммах трансформатора 30 в.
Для уменьшения вибрации и устранения перекосов подвижного
пакета последний прижимается двумя пружинами к неподвижной
части сердечника дросселя.
Трансформаторы СТН весьма компактны; вес их значительно
меньше, чем суммарный вес равных им по мощности трансформаторов
с отдельным дросселем. Однако следует иметь в виду, что когда
необходимо часто перемещать оборудование, то вес единицы пере-
мещаемого оборудования в случае применения трансформаторов СТН
будет больше, чем вес единицы оборудования в трансформаторах
с отдельным дросселем типа СТЭ.
Если необходимо расположить регулирующее устройство около
сварщика, то трансформатор СТН целиком устанавливается вблизи
рабочего места.
Сварочные трансформаторы в строительно-монтажных условиях
могут быть расположены на большом расстоянии от места сварки.
Вследствие значительных сопротивлений и потерь напряжения
в подводящих проводах иногда прибегают к выключению дросселя.
При мощных сварочных дугах стабильность ее горения при этом прак-
тически не ухудшается. В трансформаторах типа СТН выключение
реактивной катушки — дросселя невозможно без некоторой пере-
делки. Для этого необходимо сделать дополнительный вывод от
вторичной обмотки трансформатора. По этим причинам применение
трансформаторов СТН наиболее целесообразно в стационарных
цеховых условиях.
Благодаря однокорпусному исполнению, снижению намагничи-
вающего тока (при встречном включении) и уменьшению потерь
в сердечнике в трансформаторах СТН достигается экономия актив-
ных материалов, повышаются коэффициент полезного действия
и коэффициент мощности. Экономия в расходе обмоточного провода
составляет около 10%, а экономия электротехнической стали—около
16% по сравнению с одинаковыми по мощности трансформаторами
с отдельными дросселями. С повышением мощности трансформаторов
типа СТН-ТСД экономия в расходе активных материалов увеличи-
вается. По сравнению с трансформаторами, имеющими отдельный
дроссель, которые изготовлялись до выпуска СТН, экономия элек-
троэнергии за год составляет около 1000 квт-ч при 1,5-сменной работе.
Внешний вид трансформатора СТН показан на фиг. 60.
Для питания автоматических и полуавтоматических сварочных
установок выпускаются три типа сварочных трансформаторов ТСД
различной мощности: ТСД-500, ТСД-1000-3 и ТСД-2000. Принци-
пиальная электрическая и конструктивная схемы трансформато-
134
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
ров ТСД полностью отвечают схеме СТН (см. фиг. 59). Следовательно,
свойства трансформаторов ТСД аналогичны свойствам трансформа-
торов СТН. Трансформаторы ТСД весьма компактны и обладают
повышенными технико-экономическими показателями (см. табл. 5).
От трансформаторов СТН трансформаторы ТСД отличаются
некоторыми конструктивными особенностями и значением отдельных
электрических параметров: большая мощность, повышенное напря-
жение холостого хода и более высокие
значения коэффициентов полезного
действия и мощности.
Полная электрическая схема вклю-
чения обмоток трансформатора
ТСД-1000-3 и его вспомогательных
устройств (схема включения и схема
управления привода подвижного па-
кета, включение двигателя вентиля-
тора) показана на фиг. 61 \
При эксплуатации мощных свароч-
ных автоматов весьма часто имеет
место значительное снижение напря-
жения сети, питающей сварочный тран-
сформатор, что вызывает значитель-
ное снижение вторичного напряжения
Фиг. 60. Внешний ВИД свароч- и нарушение процесса сварки. Вследст-
ных трансформаторов СТН-500 вие этого в трансформатореТСД-1000-3
и СТН-700. предусмотрено секционирование пер-
вичной обмотки на две ступени включе-
ния. На первой (основной) ступени вторичное напряжение транс-
форматора ТСД-1000-3 равно 68 в при номинальном первичном
напряжении, а на второй (дополнительной) ступени 78 в. К работе
на ступени с повышенным вторичным напряжением холостого хода
следует прибегать в случае значительного снижения напряжения
первичной сети, при больших потерях напряжения в соединитель-
ных проводах сварочной цепи (длинные провода, недостаточное
сечение проводов и т. п.), а также для улучшения устойчивости
дуги при токах, соответствующих нижнему пределу настройки
режима.
Как видно из схемы на фиг. 61, клеммная доска для подключения
первичной обмотки снабжена двумя парами дополнительных выво-
дов (80—81 и 79—82), которые попарно соединяются перемычкой.
При соединении перемычкой левой пары выводов (80—81) пер-
вичная обмотка включается на первую, основную ступень. Для
1 Для облегчения пользования схемой обозначения клемм и выводов на фиг. 61
даны в соответствии с реальными обозначениями на клеммных досках трансформа-
тора ТСД-1000-3. Такая нумерация клемм принята заводом «Электрик» в соответст-
вии с общей схемой включения автоматов АДС-1000-2, для питания которых предна-
значен трансформатор ТСД-1000-3.
Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности 135
переключения первичной обмотки на вторую, дополнительную
ступень, при которой вторичное напряжение трансформатора будет
повышено, необходимо перемычку перенести на правую пару выво-
дов (79—82). Вне зависимости от ступени включения первичной об-
мотки присоединение ее к сети, а также включение сварочной цепи
производится соответственно к одним и тем же клеммам (76—78
и 46—44).
Фиг. 61. Полная электрическая схема включения трансформаторов типа ТСД-1000-3:
ДП — двигатель привода механизма передвижения подвижного пакета сердечника; ДВ —
двигатель вентилятора; 1 — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка; 5 —реактивная об-
мотка.
Механизм перемещения подвижного пакета снабжен электриче-
ским приводом (короткозамкнутый асинхронный двигатель), который
управляется специальным кнопочным реверсивным устройством.
Цепь управления приводом подвижного пакета питается от специаль-
ного понижающего трансформатора ТПП (220/30 в или 380/30 в),
который установлен внутри кожуха на нижней раме станины ТСД.
Взаимодействие аппаратуры цепи управления, состоящей из
двухкнопочной станции, укрепленной на кожухе трансформатора,
двух магнитных пускателей и конечных включателей, ограничиваю-
щих ход пакета, видно из схемы на фиг. 61.
Две кнопки Кув и Кум реверсивного устройства включают соот-
ветственно магнитные пускатели ПМБ и ПММ (фиг. 61). При
замыкании кнопки Кув и включении пускателя ПМБ двигатель ДП
перемещает подвижной пакет в направлении увеличения воздушного
136
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
зазора, т. е. сварочный ток увеличивается. Наоборот, при замыка-
нии кнопки Кум пакет перемещается так, что зазор уменьшается,
и соответственно уменьшается сварочный ток. Для предохранения
механизма перемещения пакета от поломок служат конечные выклю-
чатели Вкб и Вкм, которые ограничивают перемещение в пределах
настройки, предусмотренных номинальными данными -трансфор-
матора. Во избежание одновременного включения обоих магнитных
пускателей в схеме предусмотрена взаимная блокировка пуска-
телей, а также самих пусковых кнопок. Для подключения цепи
управления к понижающему трансформатору ТПП необходимо при
вводе в эксплуатацию трансформаторов ТСД соединить пере-
мычкой на доске выводов вспомогательных устройств клеммы
15 и 51.
При необходимости осуществить с рабочего места дистанционное
управление настройкой к зажимам 15, 16 и 17 подключают двух-
кнопочную станцию, также имеющую контакты для взаимной
блокировки пусковых кнопок.
В трансформаторах типа ТСД предусмотрено принудительное
охлаждение при помощи вентилятора, что позволило значительно-
увеличить их номинальную мощность без существенного увеличения
расхода активных материалов.
Питание электродвигателей привода пакета и вентилятора^
а также понижающего трансформатора ТПП для схемы управления
подается от трехфазной сети соответствующего напряжения на
клеммы 36, 37 и 38.
Как было указано выше, в настоящее время в серийном произ-
водстве выпускается три типа трансформаторов ТСД.
Трансформатор типа ТСД-500 предназначен для питания авто-
матических и полуавтоматических установок малой мощности (номи-
нальный ток 500 а) и имеет вследствие этого несколько повышенное
вторичное напряжение (80 в). В схеме ТСД-500 не предусмотрены
выводы для переключения первичной обмотки. Этот трансформатор
может быть также использован для ручной дуговой сварки, если
имеется необходимость в дистанционном управлении настройкой
режима.
Для питания автоматических установок средней мощности (номи-
нальный ток 1000 а) наиболее распространенным типом является
трансформатор ТСД-1000-3 (фиг. 62). Возможно также в отдельных
случаях использование ТСД-1000-3 для ручной дуговой сварки на
форсированных режимах с дистанционным управлением настройкой.
Трансформатор ТСД-2000 отличается от других трансформато-
ров ТСД лишь повышенной мощностью и предназначен для питания
автоматических установок большой мощности (номинальный ток
2000 а).
Как было указано в главе IV, настройка режима сварки на авто-
матических установках, питаемых от сварочных трансформаторов,
производится как путем настройки регулирующего устройства
Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности 137
источника питания, так и путем соответствующей настройки регу-
лятора автоматической установки.
При этом в автоматах с постоянной, независимой от параметров,
дуги скоростью подачи электродной проволоки настройка режима
по току в основном производится путем изменения скорости подачи,,
а по напряжению — изменением настройки регулирующего устрой-
ства сварочного трансформатора. В автоматах с принудительным
Фиг. 62. Общий вид трансформатора ТСД-1000-3 (без кожуха).
регулированием напряжения дуги настройка по напряжению произ-
водится путем изменения задающего параметра регулятора авто-
матической установки, а по току — изменением настройки регули-
рующего устройства источника питания.
Эти особенности настройки следует учитывать в эксплуатации.
Причем по шкале указателя на регулирующем устройстве ТСД можно*
судить приблизительно о величине тока только при условии работы
трансформаторов с автоматами с принудительным регулированием
напряжения дуги (типа АДС-1000). При работе на автоматах с посто-
янной скоростью подачи электродной проволоки показания шкалы
указателя ТСД позволяют лишь косвенно судить о величине уста-
навливаемого напряжения дуги. Если указатель показывает малые
значения тока, то это соответствует низким напряжениям дуги,
и наоборот. Величина устанавливаемого тока в этом случае зависит*
в основном от скорости подачи электродной проволоки. Поэтому
при настройке режима в случае неправильной установки подвижного*
138
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
пакета могут получиться столь низкие напряжения дуги, что будут
происходить короткие замыкания электрода с изделием. Наоборот,
при чрезмерном выдвижении пакета напряжение будет очень высоким
и возможны обрывы дуги.
Настройка по току в автоматических установках для сварки под
флюсом, как было показано ранее, производится для разных рабочих
напряжений дуги, причем это напряжение увеличивается с увели-
чением сварочного тока. Поэтому параметры реактивной катушки
и диапазон регулирования тока в трансформаторах ТСД рассчиты-
ваются для значений вторичного рабочего напряжения на клеммах
трансформатора UHf величина которого зависит от сварочного тока.
•Согласно ГОСТу 7012-54 приняты следующие зависимости:
для трансформаторов ТСД-500
UH = 23 +- 0,045/д;
для трансформаторов ТСД-1000
UH = 22 + 0,02/у,
для трансформаторов ТСД-2000
UH = 23 + 0,015/д,
тде UH — напряжение на клеммах вторичной цепи трансформатора
при нагрузке.
В соответствии с этими зависимостями осуществляется градуиров-
ка в амперах шкалы указателя тока, размещенной на верхней пло-
скости скобы, которая укреплена на подвижном пакете.
Так как настройка тока в трансформаторе ТСД производится
при разных значениях рабочего напряжения, то, как было показано
в § 3 данной главы, кратность регулирования тока будет меньше
кратности изменения индуктивного сопротивления дросселя. Поэтому
кратность регулирования тока в трансформаторах ТСД, как правило,
меньше кратности регулирования в трансформаторах СТН; обычно
kt < 3. Указанная кратность регулирования обеспечивается при
отклонениях напряжения сети от номинального значения в пределах
+ 5% и —10%.
Регулировочная кривая 1д = f (/б) трансформатора ТСД-1000-3
при изменяющемся рабочем напряжении трансформатора показана
на фиг. 63. Как видно из кривой У, сварочный ток изменяется в пре-
делах 400—1200 а при изменении воздушного зазора от 7 до 55 мм.
При 16 < 5 мм работа трансформатора недостаточно устойчива.
Внешние характеристики трансформатора ТСД-1000-3 при (/0 =
= 69 в для разных положений подвижного пакета ±пока$аны на
*фиг. 64.
До разработки единой серии трансформаторов СТН-ТСД завод
«Электрик» выпускал для автоматической сварки трансформа-
тор ТСД-1000-2, который по своим номинальным параметрам был
Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности 139
весьма близок к ТСД-1000-3. В трансформаторе ТСД-1000-2 была
принята конструктивная схема СТН стержневого типа с П-образным
подвижным пакетом и двумя воздушными зазорами (см. фиг. 58, б).
В Институте электросварки имени Е. О. Патона АН УССР была
разработана по схеме СТН и выпущена партия трансформаторов
типа СТ-1000 и СТ-2000 для питания автоматических сварочных
установок. Трансформаторы СТ имеют сердечники стержневого типа
с П-образным подвижным пакетом и двумя изменяющимися воздуш-
Фиг. 64. Внешние характеристики транс-
форматора ТСД-1000-3 для разных значе-
ний длины воздушного зазора:
1 — 3 JUAt; 2 — 10 лглс; 3 — 22 мм', 4”—34 мм\
5 — 53 мм', 6 — 64 мм', 7—кривая U= f (/^) =
= 22 + 0,02Zd.
/_[/0=69б; 2— L/0=78e; (7 =22 +
+ 0,02 1д.
конструкция может применяться для источников питания большой
мощности и требует усиленного крепления подвижного пакета, так
как усилия, действующие на механизмы перемещения, сравнительно
велики. Перемещение подвижного пакета в трансформаторах СТ
осуществляется электрическим приводом с трехфазным асинхронным
короткозамкнутым двигателем. Управление приводом производится
цвухкнопочным реверсивным устройством, подобным применяю-
щемуся в трансформаторах ТСД-1000. Во избежание поломок меха-
низма перемещения подвижного пакета ход его ограничивается
конечными выключателями. Трансформатор СТ-1000 имеет естествен-
ное воздушное охлаждение. В кожухе трансформатора СТ-1000
смонтированы однополюсный силовой контактор КС-300 и вспо-
могательный магнитный пускатель ПМО. Таким образом, трансфор-
матор СТ-1000 представляет собой готовый пункт питания автома-
тических установок (фиг. 65). В целях обеспечения достаточно
широкого диапазона регулирования при изменении напряжения
питающей сети, а также для соблюдения требуемого соотношения
140
Трансформаторы, с нормальным рассеянием типа СТН
между напряжением холостого хода и рабочим напряжением дуги
в трансформаторе СТ-1000 предусмотрено пять ступеней секциони-
рования вторичной обмотки. Напряжение холостого хода по сту-
пеням будет: 57; 61,8; 66,5; 71 и 76 в. Переключение ступеней произ-
водится при холостом ходе.
Фиг. 65. Общий вид трансформатора СТ-1000:
1 — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка; 3 — реактивная обмотка; 4 — П-образный
подвижной пакет; 5 — винтовой механизм; 6 — привод винтового механизма; 7 — контактор
КС-300.
В трансформаторе СТ-2000, предназначенном для питания мощ-
ных сварочных установок (номинальный ток 2000 а), имеется при-
нудительное воздушное охлаждение при помощи вентилятора, уста-
новленного в верхней части кожуха. Благодаря искусственному
охлаждению достигнута значительная экономия меди. Механизм
перемещения подвижного пакета усилен; редуктор привода работает
в масле. Питание двигателей вентилятора и привода механизма
перемещения пакета осуществляется от трехфазной сети 380 в.
Для питания цепи управления имеется понижающий трансформа-
тор ТП 380/36 в. Силовой контактор для включения трансформа-
Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности 141
тора СТ-2000 монтируется отдельно. Включение контактора произ-
водится пусковой кнопкой на пульте управления сварочной головки.
В соответствии с ГОСТом 7012-54 в схеме управления предусмотрено
устройство для выключения трансформатора СТ-2000 при холостом
ходе.
Для этой цели катушка промежуточного реле РТ типа ЭП-45/11
включена параллельно обмотке дросселя. Нормально открытый кон-
такт промежуточного реле включается в цепь контактов, блокирую-
щих пусковую кнопку. При обрыве дуги, т. е. при холостом ходе,
когда падение напряжения в дросселе равно нулю, нормально
открытый контакт промежуточного реле РТ размокнется и тем самым
разорвет цепь блокирующих контактов пусковой кнопки.
Вследствие этого силовой контактор отключит трансформатор от
сети. '
В схему включен также трансформатор тока ТТ 2000/5 а.
Так как трансформатор СТ-2000 рассчитан для работы при боль-
ших токах и сравнительно высоких напряжениях дуги, то он имеет
повышенное напряжение холостого хода. Вторичная обмотка имеет
три ступени переключения: первая ступень предназначена для токов
600—1200 а при (70 = 80 в\ вторая ступень — для токов 1200—2000 а
при UQ = 100 в; третья ступень предназначена для работы в условиях
снижения напряжения первичной сети более чем на 10%; напряжение
холостого хода на этой ступени равно 109 в при номинальном напря-
жении первичной сети. Секционирование вторичной обмотки в транс-
форматорах СТ-2000 позволяет обеспечить вполне устойчивое горе-
ние дуги в весьма широком диапазоне регулирования > 3), даже
при снижении напряжения питающей сети.
Трансформатор СТ-2000 установлен на рельсах и предназначен
для стационарных условий работы. Основные технические данные
трансформаторов типа СТ приведены в табл. 5.
Электромагнитная схема трансформатора СТН нашла широкое
применение в зарубежной технике, особенно в США. Одна из круп-
нейших американских фирм — Вестингауз (Westinghouse Electric
Corporation) выпустила по схеме СТН серию сварочных трансформа-
торов на 150, 300 и 500 а для ручной дуговой сварки и на 500, 750,
1000, 1500 и 2000 а для автоматической сварки под флюсом. Трансфор-
маторы на 150, 300 и 500 а выпускаются с броневым сердечником
по конструктивной схеме, изображенной на фиг. 58, в. Перемещение
подвижного пакета производится, вручную при помощи винтового
механизма.
Трансформаторы для автоматической сварки выпускаются с элек-
трическим приводом механизма перемещения подвижного пакета.
Дистанционное управление приводом осуществляется кнопочно-
реверсивным устройством.
Трансформаторы для автоматической сварки на 500, 750 и 1000 а
обычно броневого типа с одним воздушным зазором в сердечнике
дросселя (см. фиг. 58, в).
142
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
Трансформаторы на 1500 и 2000 а стержневого типа с П-образным
подвижным пакетом и двумя воздушными зазорами в сердечнике
дросселя (см. фиг. 58, б).
Следует отметить весьма тщательную сборку сердечников и надеж-
ное крепление подвижных пакетов в трансформаторах фирмы Вестин-
гауз, что значительно снижет вибрацию пакетов и обеспечивает
бесшумную работу. Кратность регулирования сварочного тока для
всех трансформаторов при неизменном значении рабочего напряже-
Фиг. 66. Электромагнитная схема трансформатора фирмы Эллис Чалмерс (США):
/ — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка; 3 — реактивная обмотка; 4 — подвижной
пакет; 5 — винтовой механизм; 6 — электрододержатель; 7 — свариваемое изделие; 8— клемм-
ная доска для переключения первичной обмотки на 220 или 440 в.
ния UH = 40 в одинакова и равна 6,25. Отношение минимального
тока к номинальному и номинального к максимальному равно
соответственно 1:5: 6,25. Напряжение холостого хода в трансфор-
маторах для ручной дуговой сварки равно 80 в, для автоматической
сварки — около 75 в. Для повышения коэффициента мощности транс-
форматора и уменьшения тока в питающей сети фирма снабжает
значительную часть выпуска статическими конденсаторами, встроен-
ными в кожух трансформатора и подключенными параллельно
первичной обмотке. Коэффициент мощности таких трансформаторов
достигает в зависимости от режима работы 0,8—0,9.
Расход активных материалов и вес трансформаторов фирмы Ве-
стингауз больше, чем в трансформаторах СТН и ТСД одинаковой
мощности, выпускаемых в СССР. Так, удельный вес трансформатора
СТЙ-500 в кг/а составляет 0,52, а в трансформаторе WC-3 на 500 а
фирмы Вестингауз — 0,94 кг/а.
Другая американская фирма — Эллис Чалмерс (Allis-Chalmers
Mfg. Со) выпустила по схеме СТН трансформатор для ручной дуго-
вой сварки (фиг. 66). Трансформатор стержневого типа, с П-образ-
ным подвижным пакетом и двумя изменяющимися воздушными
Автоматическое регулирование мощных сварочных трансформаторов 143*
зазорами. Реактивная обмотка соединена с вторичной обмотокой соглас-
но. Для увеличения составляющей потока трансформатора, ответвляю*
щейся в верхнюю часть сердечника, в среднем ярме сделаны неболь-
шие постоянные воздушные зазоры. Вследствие этого э. д. с. Ер0,
индуктируемая в реактивной обмотке при холостом ходе, несколько’
увеличена. Э. д. с. Ер0 увеличивается при уменьшении воздушных
зазоров в верхней части сердечника, т. е.при уменьшении сварочных
токов. Благодаря этому напряжение холостого хода в трансформаторе
фирмы Эллис Чалмерс будет увеличиваться при настройке режима
на малые токи. Как было указано в главе IV, такой способ регулиро-
вания несколько улучшает устойчивость дуги, особенно при малых
значениях сварочного тока. Аналогичную электромагнитную схему
имел разработанный в СССР в 1936 г. сварочный трансформатор СТХ
(конструкция К. К. Хренова), являющийся разновидностью
схемы СТН.
К недостаткам трансформатора фирмы Эллис Чалмерс следует
отнести значительное увеличение намагничивающего тока, обуслов-
ленное главным образом наличием воздушных зазоров в среднем
ярме. Намагничивающий ток также несколько увеличивается вслед-
ствие насыщения среднего ярма при согласном включении обмоток.
Помимо того, дроссель с двумя зазорами в сердечнике, примененный
в трансформаторе фирмы Эллис Чалмерс, малопригоден для транс-
форматоров, рассчитанных на небольшие токи при ручной дуговой
сварке (см. § 3 данной главы).
Как видно из описания разновидностей трансформаторов
типа СТН, эта схема является одной из наиболее распространенных
систем сварочных трансформаторов, нашедших широкое применение
как в СССР, так и за границей. Это объясняется тем, что трансфор-
маторы типа СТН обеспечивают устойчивость дуги во всем диапазоне
настройки режима. Благодаря однокорпусному исполнению транс-
форматоры типа СТН компактны, имеют меньший вес и обладают
повышенными технико-экономическими показателями по сравнению
с двухкорпусными источниками питания.
§ 5. АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ МОЩНЫХ СВАРОЧНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
В цехах с мощными потребителями электрической энергии при
большой загрузке силовой сети резкие изменения нагрузки могут
вызвать большие изменения напряжения сети. Подобные явления
часто наблюдаются в сварочных цехах при недостаточной мощности
сети, к которой подключены сварочные трансформаторы, питающие
автоматические сварочные установки.
При изменении напряжения сети соответственно изменяется
вторичное напряжение сварочных трансформаторов, что приводит
к изменению режима, а в некоторых случаях к нарушению стабиль-
ности процесса сварки.
144
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
В автоматах с независимой (постоянной) скоростью подачи
электродной проволоки при изменении напряжения питающей сети
в основном изменяется напряжение дуги. На фиг. 67 показаны
внешняя характеристика сварочного трансформатора до изменения
напряжения питающей сети (кривая 1) и статическая характеристика
системы саморегулирования, т. е. автомата с независимой скоростью
подачи электродной проволоки (кривая 2). Как было показано
в главе IV, первоначальный
Фиг. 67. Изменение режима сварки в авто-
матах с независимой (постоянной) ско-
ростью подачи электродной проволоки
при изменении напряжения питающей
сети.
режим сварки (ток 1д1 и напряжение
дуги Udl) определится точкой
пересечения этих характерис-
тик Дь При изменении напря-
жения питающей сети напря-
жение холостого хода свароч-
ного трансформатора изменится
на величину Д На фиг. 67
Д(70 < 0. Вследствие этого из-
меняется и внешняя характе-
ристика сварочного трансфор-
матора (кривая 3). Новый уста-
новившийся режим сварки
определится точкой пересече-
ния А 2 новой внешней харак-
теристики 3 сварочного транс-
форматора со статической
характеристикой 2 системы
саморегулирования, которая
что на скорость вращения дви-
остается неизменной при условии,
гателя механизма подачи электродной проволоки не влияет изме-
нение напряжения сети. Как видно из фиг. 67, при изменении напря-
жения сети на величину Д(/о в основном изменится напряжение
дуги, в то время как отклонение тока будет сравнительно небольшим.
Изменение напряжения дуги Д Ud означает изменение ее длины. При
больших отклонениях напряжения дуги возможен либо обрыв
дуги (Д(7д>0), либо короткое замыкание электродной проволоки
с изделием или расплавленным флюсом. Последнее происходит в том
случае, когда напряжение и длина дуги снизятся ниже допустимой
величины (Д Ud < 0). Однако даже если процесс сварки не нарушится,
т. е. отклонение напряжения дуги от заданного значения не будет
чрезмерным, режим сварки изменяется, что приведет к изменению
геометрических размеров сварного шва. При отклонениях напря-
жения дуги главным образом изменяется ширина шва.
В автоматах с регуляторами напряжения дуги, имеющих зна-
чительные коэффициенты усиления, при изменении напряжения сети
в основном изменяется ток дуги на величину Д/д. Это становится
наглядным из построений на фиг. 68, где все кривые аналогичны
кривым на фиг. 67, за исключением статической характеристики
системы регулирования напряжения дуги (кривая 2 на фиг. 68).
Автоматическое регулирование мощных сварочных трансформаторов 145
Изменение тока дуги вызывает главным образом изменение глубины
проплавления, что может привести при больших отклонениях тока
к дефектности сварного шва. В этом случае возможно также наруше-
ние процесса сварки, если ток станет меньше значения, допустимого
по условиям физической стабильности горения дуги (см. гл. III).
Таким образом, при больших изменениях напряжения сети ка-
чество автоматической сварки ухудшается. Во избежание этого
необходимо восстановить исходный режим сварки.
Для восстановления исходного режима сварки в настоящее
время разработаны специальные автоматические устройства двух
типов.
Принцип действия устройств
первого типа заключается
в автоматической компенсации
изменения напряжения питаю-
щей сети, с тем чтобы напря-
жение холостого хода свароч-
ного трансформатора и его
внешняя характеристика оста-
лись неизменными (кривая 1
на фиг. 67 и 68). Регуляторы
второго типа автоматически из-
меняют индуктивное сопротив-
ление сварочного трансформа-
тора так, чтобы его внешняя
Фиг. 68. Изменение режима сварки в
автоматах с регуляторами напряжения
дуги при изменении напряжения питаю-
щей сети.
характеристика при изменении
напряжения сети прошла через
точку Л1, которой определялся
исходный режим сварки (кри- *
вая 4 на фиг. 67 и 68). В случае снижения напряжения сети регу-
лятор уменьшает индуктивное сопротивление сварочного транс-
форматора и тем самым увеличивает ток или напряжение дуги до
исходных значений.
При повышении напряжения сети регулятор, наоборот, увеличи-
вает индуктивное сопротивление и соответственно снижает ток или
напряжение дуги до исходных значений.
На фиг. 69 показана принципиальная схема универсального
релейно-контакторного регулятора сварочного трансформатора ТСД,
разработанного в Лаборатории электрических сварочных машин
ЛИ СССР [40].
При работе на автоматах с регуляторами напряжения дуги,
когда при изменении напряжения сети изменяется в основном ток
дуги, универсальный регулятор сварочного трансформатора подклю-
чается ко вторичной обмотке трансформатора тока ТТ (фиг. 69).
Напряжение на зажимах этой обмотки пропорционально сварочному
току. Так как в автоматах с независимой (постоянной) скоростью
подачи электродной проволоки при колебаниях напряжения сети в ос-
10 Рабинович 22
146
Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
новном изменяется напряжение дуги, то в этом случае универсальный
регулятор включается параллельно дуге. Когда напряжение или ток
дуги равны заданным, чувствительное трехпозиционное реле регу-
лятора РЧ находится в нейтральном положении; двигатель меха-
низма перемещения подвижного пакета будет выключен. На фиг. 69
условно показаны катушки чувствительного реле РЧ в сочетании
с реверсивным магнитным пускателем ПМ.
Фиг. 69. Принципиальная схема универсального регулятора сварочного трансфор-
матора типа ТСД:
СТ — сварочный трансформатор; Р — редуктор; Дв— двигатель привода перемещения по-
движного пакета дросселя; Д — сварочная дуга; УР —универсальный регулятор; РЧ — ка-
тушки чувствительного реле, ПМ — магнитный реверсивный пускатель; ТТ —трансфоматор
тока; U — задающее напряжение.
Если ток или напряжение дуги будут отличными от заданного
значения, то чувствительное реле включит магнитный пускатель
двигателя Дв. Двигатель начнет перемещать подвижной пакет сер-
дечника дросселя.
При перемещении подвижного пакета индуктивное сопротивле-
ние дросселя изменяется так, что возникшие отклонения параметров
режима будут уменьшаться до тех пор, пока ток или напряжение
дуги не достигнут исходных значений. Как было указано выше,
внешняя характеристика сварочного трансформатора при этом
пройдет через точку Ai, определяющую исходный режим сварки до
изменения напряжения сети (см. кривые 4 на фиг. 67 и 68). После
восстановления исходного режима сварки реле РЧ вновь придет
в нейтральное положение и двигатель остановится. Точность под-
держания заданного режима зависит от зоны нечувствительности
реле1. Для описанного выше регулятора точность составляет + 3%
1 Зоной нечувствительности называется такое минимальное отклонение регу-
лируемой величины, в пределах которого реле не срабатывает.
Автоматическое регулирование мощных сварочных трансформаторов 147
заданной величины, что вполне достаточно для практических целей.
Регулятор позволяет поддерживать режим сварки при изменении
напряжения сети в пределах +12% от исходного значения.
Универсальный регулятор снабжен специальным фильтром,
сглаживающим периодические колебания тока или напряжения дуги
на входе регулятора. Для того чтобы регулятор не работал при
холостом ходе или обрыве дуги, имеется специальное защитное
реле, катушка которого подключена к дросселю. Реле включает
регулятор только тогда, когда сварочная цепь замкнута, т. е. на
катушке реле появится напряжение, равное падению напряжения
в дросселе.
Настройка заданного значения регулируемой величины произ-
водится потенциометром регулятора, изменяющим задающее напря-
жение t/3 в катушке чувствительного реле (фиг. 69).
Применение описанного выше универсального регулятора сва-
рочного трансформатора позволяет полностью автоматизировать
настройку режима сварки. В этом случае один из параметров режима
(ток или напряжение дуги) устанавливается универсальным регу-
лятором, а второй параметр определяется настройкой сварочного
автомата. При этом не исключается возможность настройки трансфор-
матора посредством существующего кнопочного управления приводом
перемещения подвижного пакета. При помощи универсального регу-
лятора можно также улучшить условия зажигания дуги путем
форсировки тока короткого замыкания. Для этого перед началом
сварки устанавливают такой воздушный зазор в сердечнике реактив-
ной катушки, чтобы ток был больше заданного. После зажигания
дуги регулятор автоматически устанавливает зазор, соответствующий
заданному значению тока или напряжения дуги.
Аналогичный по принципу действия регулятор сварочного транс-
форматора СТР-1000 был разработан в Институте электросварки
АН УССР (см. главу VIII).
Следует отметить, что описанные выше автоматические регуля*
торы напряжения или тока сварочного трансформатора позволяют
стабилизировать режим сварки, но не ликвидируют отклонение
напряжения холостого хода. Поэтому при снижении напряжения
сети отношение -щ- уменьшается, ,что, как известно, ухудшает усло-
вия устойчивости дуги. Как показали расчеты [24 ], при снижении
напряжения холостого хода более чем на 20% непрерывное устой-
чивое горение дуги в некоторых случаях становится невозможным.
Помимо автоматических регуляторов сварочных трансформаторов,
в Лаборатории электрических сварочных машин АН СССР и Инсти-
туте электросварки АН УССР были разработаны специальные устрой-
ства для автоматической компенсации изменения напряжения сети
[41], [42]. Принцип действия этих устройств заключается в сле-
дующем. При изменении напряжения сети в первичную или вторич-
ную цепь сварочного трансформатора автоматически включаются
10*
148 Трансформаторы с нормальным рассеянием типа СТН
•вольтодобавочные трансформаторы, которые соответствующим обра-
зом компенсируют отклонение напряжения сети. Благодаря этому
внешняя характеристика сварочного трансформатора и режим сваркгГ
практически не изменяются. Одной из положительных особенностей
компенсирующих устройств является постоянство напряжения хо-
лостого хода трансформатора, что, как было указано выше, улучшает
условие устойчивого горения дуги при снижении напряжения сети.
ГЛАВА VII
ТРАНСФОРМАТОРЫ С ОТДЕЛЬНОЙ РЕАКТИВНОЙ КАТУШКОЙ-
ДРОССЕЛЕМ
§ 1. ЭЛЕКТРОМАГНИТНАЯ СХЕМА ТРАНСФОРМАТОРА
У сварочных трансформаторов с отдельным дросселем между
реактивной катушкой-дросселем и трансформатором, существует,
только электрическая связь. Магнитное рассеяние в трансформаторах
этого типа весьма малое. Принципиальная электрическая и конструк-
тивная схема сварочного трансформатора типа СТЭ с отдельным
Фиг. 70. Принципиальная электрическая и конструктивная схема трансформатора
типа СТЭ:
СТ — сварочный трансформатор; ДР — дроссель: 1 — первичная обмотка; 2 — вторичная об-
мотка; 3 — обмотка дросселя; 4 — подвижной пакет сердечника дросселя; 5 — винтовой ме-
ханизм; 6 — электрододержатель; 7 — свариваемое изделие.
дросселем изображена на фиг. 70. Понижающий однофазный транс-
форматор имеет отдельный сердечник стержневого типа. Первичная
и вторичная обмотки размещены на обоих стержнях на минимально
возможном расстоянии друг от друга. Размеры катушек обмоток
и их расположение на стержнях выбираются с таким расчетом,
чтобы свести к минимуму рассеяние в трансформаторе, поэтому
индуктивное сопротивление трансформатора невелико. При анализе
работы таких трансформаторов можно пренебречь падением напря-
жения в его обмотках. Дроссель, имеющий отдельный сердечник,
подключается к трансформатору во вторичную сварочную цепь
последовательно с дугой. Дроссель служит для получения падающей
внешней характеристики и регулирования режима сварки.
150
Трасформаторы с отдельной реактивной катушкой-дросселем
Как было показано в предыдущей главе, трансформаторы СТН,
у которых коэффициент магнитной связи между реактивной обмоткой
и обмотками самого трансформатора обычно очень мал, могут рас-
сматриваться как трансформаторы с отдельным дросселем.
Следовательно, основные соотношения, выведенные нами для
трансформаторов СТН при kM = 0, будут справедливы и для транс-
форматоров с отдельным дросселем, у которых магнитная связь
между трансформатором и реактивной катушкой вообще отсутствует.
§ 2. ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ
Холостой ход. Вторичное напряжение холостого хода трансфор-
матора, согласно уравнению (105), определится при k13= 0 из сле-_
ду ющего выражения:
Величина напряжения холостого хода и, следовательно, коэффи-
циент трансформации должны быть в пределах, обеспечивающих
устойчивое зажигание и горение дуги при всех значениях сварочных
токов, на которые рассчитан трансформатор.
Нагрузка. Благодаря малому рассеянию падение напряжения
в обмотках трансформатора при нагрузке будет невелико. Обычно
падение напряжения в трансформаторе при коротком замыкании
не превосходит 7—8% напряжения холостого хода, т. е. ек% =
= 7 ч-8%.
На основе схемы замещения, изображенной на фиг. 46, полагая
Хг = 0 и =0, можно записать:
(/2 = £2^(/0.
Таким образом, напряжение на клеммах вторичной обмотки при
нагрузке будет изменяться незначительно, т. е. внешняя характери-
стика трансформатора без дросселя U2 = f (1д) будет весьма жесткой
и практически параллельна оси абсцисс (фиг. 71, кривая /). Как
известно, источники тока с такой характеристикой в большинстве
случаев непригодны для питания сварочной дуги. Для получения
падающей внешней характеристики источника питания последова-
тельно с дугой подключается дроссель. В соответствии с упрощенной
схемой замещения (см. фиг. 46) и векторной диаграммой на фиг. 47, а
напряжение дуги при Хт = 0 определяется из уравнения (106):
Uu^Ud^/U20-I2dX2p‘,
из этого уравнения следует, что внешняя характеристика источника
питания Uu = f (1д) (трансформатор-дроссель) будет падающей
из-за падения напряжения в дросселе (кривая 2 на фиг. 71). Зави-
Регулирование режима
151
симость тока дуги от параметров сварочной цепи и напряжения дуги
определяется уравнением
Из-за отсутствия магнитной связи между трансформатором и дрос-
селем поток реактивной катушки не влияет на поток трансформатора.
Поэтому намагничивающий ток в
трансформатореприизменении нагрузки
обычно не меняется и остается при-
мерно равным току при холостом
ходе.
Короткое замыкание. При ко-
ротком замыкании дуги э. д. с.
во вторичной обмотке трансформа-
тора в основном уравновешивается
падением напряжения в дросселе.
Основные соотношения для этого ре-
жима определяются, как и в транс-
форматоре СТН, из уравнений (106) и
(107), при Ud = 0 и токе I к:
и
UQ^IKXP = ирк
V /V р р
т и °
Хр ’
Фиг. 71. Внешние характери-
стики трансформатора типа СТЭ:
1 — без дросселя; 2 — с дросселем.
где UpK — падение напряжения в индуктивном сопротивлении дрос-
селя при коротком замыкании дуги.
Как видно из последнего выражения, ток короткого замыкания
ограничивается сопротивлением дросселя. При отсутствии дросселя
величина тока короткого замыкания была бы весьма значительной,
так как сопротивления обмоток трансформатора невелики.
§ 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
Регулирование тока или напряжения дуги в трансформаторах
этого типа производится, как и в трансформаторах СТН, путем
изменения воздушного зазора в сердечнике дросселя.
Свойства такого способа регулирования, конструкция и основные
особенности дросселей с изменяющимся воздушным зазором были
подробно рассмотрены в главе VI. Как было показано в главе VI,
регулирование плавное; нижний предел регулирования ограничи-
вается минимально допустимым зазором в сердечнике дросселя;
верхний предел зависит от конструкции дросселя, т. е. от максималь-
ной величины зазора, при котором дальнейшее изменение его длины
не оказывает существенного влияния на величину тока или напряже-
152
Трасформаторы с отдельной реактивной катушкой-дросселем
ния дуги. Для расширения пределов регулирования иногда прибегают
к секционированию обмотки дросселя.
Та^как дроссель не имеет магнитной связи с трансформатором,
то изменение зазора в его сердечнике не влияет на величину напря-
жения холостого хода. Следовательно, регулирование происходит
при неизменном напряжении холостого хода (см. фиг. 72), что вполне
допустимо для трансформаторов, рассчитанных на средние и большие
сварочные токи.
Основным недостатком дросселей с изменяющимся воздушным
зазором (см. гл. VI) является вибрация подвижных пакетов под
действием пульсирующих усилий в дросселе.
Поток в сердечнике дросселя пропорционален падению напряже-
ния в индуктивном сопротивлении:
Up = 4,44/шрФр-10-8.
Если учесть, что при коротком замыкании
t/p^t/o = 4,44^20o-lO"8,
то из сравнения этих выражений следует, что при равенстве витков
wp = W2 величины потоков и соответственно площади поперечного
сечения сердечников трансформатора и дросселя будут одного
порядка. Обычно с целью некоторого уменьшения потока Фр и соот-
ветствующего уменьшения сердечника дросселя число витков обмотки
дросселя wp вибирают несколько большим, чем число витков во
вторичной обмотке трансформатора. В этом случае Фр < Фо. Поэтому
при одинаковой индукции площадь сечения сердечника дросселя
несколько меньше, чем у трансформатора. Как было показано
в главе VI, при уменьшении площади сечения сердечника дросселя
уменьшаются усилия, действующие на подвижной пакет, и несколь-
ко увеличивается зазор в сердечнике при минимальных токах. Все
это увеличивает надежность работы дросселя в эксплуатации.
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ СВАРОЧНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТИПА СТЭ
В СССР в настоящее время выпускаются трансформаторы
типа СТЭ с отдельным дросселем, предназначенные для ручной
дуговой сварки: СТЭ-24 на номинальный ток 300 а и СТЭ-34 на 500 а.
Схема трансформаторов этого типа была показана на фиг. 70. Пер-
вичная обмотка выполняется из изолированного обмоточного про-
вода, а вторичная — из голого провода. На каждом стержне раз-
мещены цилиндрические катушки первичной и вторичной обмоток,
причем вторичная обмотка расположена сверху. Обмотка дросселя
также выполняется из голого обмоточного провода. Сердечники
дросселей РСТЭ имеют один изменяющийся воздушный зазор (см.
фиг. 70 и 58, а). Регулирование осуществляется вручную при помощи
винтового механизма для перемещения подвижного пакета. По-
движной пакет связан с указателем, который перемещается по шкале,
Конструкция сварочных трансформаторов типа СТЭ
153
укрепленной на кожухе дросселя. Указатель показывает значение
сварочного тока для данной величины зазора в дросселе при номи-
нальном рабочем напряжении 30 в. Для уменьшения вибраций
Фиг. 72. Внешние характеристики Фиг. 73. Зависимость тока короткого
трансформатора СТЭ-24 для трех замыкания трансформатора СТЭ-24 от
значений длины воздушного зазо- величины воздушного зазора дрос-
ра в сердечнике дросселя РСТЭ-24: селя.
Uн — номинальное рабочее напряжение
трансформатора.
и устранения перекосов подвижной пакет прижат двумя пружинами
к неподвижной части сердечника.
Некоторые трансформаторы СТЭ-34, выпускаемые заводом «Искра»,
имели дроссель типа РСТЭ-34-У,
рована (2 ступени) для расши-
рения пределов регулирования
режима.
Внешние характеристики
трансформатора СТЭ-24 с дрос-
селем РСТЭ-24 для трех поло-
жений подвижного пакета при
минимальной, средней и макси-
мальной длине воздушного за-
зора показаны на фиг. 72. За-
висимость тока короткого за-
мыкания от величины воздуш-
ного зазора дросселя изобра-
жена на фиг. 73.
Трансформатор и дроссель
в которых обмотка была секциони
заключены в отдельные кожухи фиг 74 Внешний вид сварочного транс.
и установлены на колеса форматора СТЭ-34 с дросселем РСТЭ-34*
(фиг. 74.)
Основные технические данные трансформаторов типа СТЭ ука-
заны в табл» 5.
До выпуска трансформаторов СТЭ-24 и СТЭ-34 изготовлялись
аналогичные им по мощности и схеме трансформаторы типа СТЭ-22,
154 Трансформаторы с отдельной реактивной катушкой-дросселем
Технические данные сварочных трансформаторов для ручной,
Наименование Тип трансформатора
СТЭ-24 СТЭ-34 СТАН-0 | СТАН-1 | СТН-35П
Исполнение Двухкорпусное Однокорпусное
_ трансформатора Габариты: — — — в мм дросселя Длина 646 594 690 669 698 870 —
Ширина 314 320 370 320 429 520 —
Высота 660 545 660 545 485 800 —
Первичное напряжение в в 220 или 380 220 или 380 220/110 или 380 220 или 380 220
Вторичное напряжение при холо- стом ходе в в 65 60 63—83 60-70 70
Номинальный режим работы, ПВ% или ПР % * 65 65 65 65 50 I
тт полезная мощ- Номинальная ность потребляемая в ква 22,75 24 30 34 8,7 22 24 24,5
Номинальный первичный ток в а, при первичном напряжении 220/380 в НО 63 155 90 — ПО 63 114
Номинальный вторичный ток в а 1 350 500 140 350 350
Номинальное вторичное напряжение при нагрузке в в 30 30 30 30 30
Пределы регулирования сварочного тока в а 70-500 150—700 25—150 60—480 80—450
К- п. д. Коэффициент мощности 0,83 0,52 0,85 0,52 0,83 0,51 0,83 0,52 —
Площадь сечения проводов для под- 1 ключения к первичной сети при напряжении 220/380 в в мм* , Площадь сечения проводов свароч- . ной цепи в мм* R трансформатора ; в ес В КЗ ’ дросселя 25 10 120 или 2x50 140 90 35 16 185 или 2X70 200 120 80 25 10 120 или 2x50 185 25 120 или 2x50 220
* Для сварочных трансформаторов СТЭ, СТАН и указано при продолжительности цикла 10 мин. |] ** При ЛВ%=100%. СТН значение ЛР°/0 указано при полном
Конструкция сварочных трансформаторов типа СТЭ
155
Таблица 5
полуавтоматической и автоматической дуговой сварки
' ГН-5Оо| СТН-700 ТСД-500 ТСД-1000 ТСД-2000 СТ-1000 | СТ-2000 I СТР-1000 | СТРП-1000
Однокорпусное
796 796 950 950 1050 1115 800 1176 850
410 429 818 818 900 1015 750 786 850
840 840 1215 1215 1300 1765 2040 1385 1752
:’20или 380 220 или 380 220 или 380 220 или 380 220 или 380 220 или 380,500 380 380 380
60 60 80 69 и 78 72 и 84 57;61,8; 66,5; 71,2; 76 80;100; 109 80 80
| 65 60 60 60 50 60 60 60 60
30 32 42 43,5 40 42 69 76 144 180 76 150** 80 84 80 84
I 145 84 198 114 185 108 345 200 820 475 — — 220 220
500 700 500 1000 2000 1000 2000 1000 1000
| 30 35 40 42 — 42 — 42 42
I 150— 700 200—900 200-600 400—1200 800—2200 300—1200 600- 2000 450—1000 450—1000
0,85 0,54 0,85 0,66 0,87 0,55 0,9 0,62 — — — 0,93 при Ud 0,575 0,93 । =38 в 0,575
35 16 185 или 2x70 270 цикле р; 70 35 240 или 2X95 380 аботы длин 70 35 185 или 2x70 450 гельностыо 95 50 2x150 534 5 мин.; для 240 185 4x150 трансформг 95 50 2x150 700 аторов ТСД 185 4x150 950 ст и ( 50 2x150 900 УГР значен] 50 2x150 800+200 (масло) не ПВ%
156 Трансформаторы с отдельной реактивной кат ушкой-дросселем
СТЭ-23 и. СТЭ-32. Существенных принципиальных различий между
этими трансформаторами и современной конструкцией трансфор-
маторов СТЭ нет.
Благодаря двухкорпусному исполнению, т. е. наличию отдель-
ного дросселя, расход активных и конструктивных материалов
и суммарный вес трансформаторов СТЭ с дросселем несколько выше,
чем в однокорпусных трансформаторах одинаковой мощности. Однако
вес единицы отдельно перемещаемого оборудования при двухкорпус-
ном исполнении меньше, чем при однокорпусном (на 50—70 кг).
Кроме того, дроссель можно расположить вблизи рабочего места
отдельно от трансформатора. В случае необходимости дроссель
можно выключить из сварочной цепи, если место сварки расположено
вдали от трансформатора. Поэтому трансформаторы типа СТЭ наи-
более рационально использовать в цехах с нестационарными рабо-
чими местами, а также на монтажных работах в условиях строитель-
ства и т. п. Трансформаторы с отдельными дросселями, как будет
показано ниже (см. гл. IX), можно использовать также для
одновременного питания нескольких сварочных постов, что позво-
ляет в некоторых случаях повысить использование мощных сва-
рочных трансформаторов.
ГЛАВА VIII
ТРАНСФОРМАТОРЫ С УВЕЛИЧЕННЫМ МАГНИТНЫМ
РАССЕЯНИЕМ В КОМБИНАЦИИ С РЕАКТИВНОЙ ОБМОТКОЙ
§ 1. ЭЛЕКТРОМАГНИТНАЯ СХЕМА ТРАНСФОРМАТОРА С ПОДВИЖНЫМ
МАГНИТНЫМ ШУНТОМ
Типовая электромагнитная схема трансформатора с увеличен-
ным магнитным рассеянием и подвижным магнитным шунтом пред-
ставлена на фиг. 75. По такой схеме в СССР выпускаются однокор-
пуспые сварочные трансформаторы типа СТАН.
На одном из крайних стержней сердечника расположены пер-
вичная 1 и основная вторичная 2 обмотки, а на другом’ крайнем
Фиг. 75. Принципиальная электрическая и конструктивная схема трансформатора
типа СТАН:
1— первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка (основная); 3 — вторичная обмотка (реактив-
ная); 4 — магнитный шунт; 5 — винтовой механизм; 6 — электрододержатель; 7 — свариваемое
изделие; 8— клеммная доска с выводами для ступенчатого секционирования вторичных об-
моток.
стержне, который также выполняется сплошным без воздушных
зазоров, размещена реактивная вторичная обмотка 3 (фиг. 75).
Основная и реактивная вторичные обмотки соединены между
собой, как правило, согласно. Между крайними основными стерж-
нями помещается подвижной средний стержень (магнитный шунт) 4.
Между средним стержнем и ярмами основного сердечника имеются
два постоянных по величине воздушных зазора. Поэтому в трансфор-
маторах этого типа через средний стержень замыкается лишь часть
потоков, создаваемых обмотками трансформатора. По отношению
к основному сердечнику средний стержень служит подвижным
158
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
магнитным шунтом, активное сечение которого может изменяться
по мере его выдвижения за пределы ярма основного сердечника.
Потоки рассеяния между первичной и основной вторичной об-
мотками незначительны, так как эти обмотки размещены на одном
стержне и расстояние между ними невелико. Поэтому индуктивные
сопротивления первичной и основной вторичной обмоток %i2 и Х21,
обусловленные незначительными потоками рассеяния, замыкающи-
мися преимущественно через воздух, будут невелики, и ими при
Фиг. 76. Распределение магнит-
ных потоков в сердечнике транс-
форматора СТАН при холос-
анализе работы трансформатора можно
пренебречь. Однако часть потоков пер-
вичной и реактивной вторичной обмо-
ток будет замыкаться через средний
стержень (магнитный шунт) и воздуш-
ное пространство между обмотками,
образуя потоки рассеяния, которые
значительно превышают потоки рассея-
ния в обычных силовых трансформато-
рах (см. фиг. 76 и 78).
Коэффициент магнитной связи между
первичной и реактивной вторичной
обмотками kM всегда будет меньше еди-
ницы. Величину коэффициентов маг-
нитной связи в трансформаторах с
том ходе. магнитными шунтами можно выразить,
аналогично трансформаторам СТН,
через отношение магнитных сопротивлений отдельных участков,
магнитной цепи:
k — __^£_
"чз — п . р
к — к**
1 _ + Яш,
где — магнитное сопротивление на пути потоков рассеяния
в пространстве между крайними стержнями сердечника,,
включая средний стержень и воздушные зазоры;
/?р.а — магнитное сопротивление правой части сердечника.
В эту часть сердечника входят половины верхнего и ниж-
него ярма и правый крайний стержень, на котором
размещены первичная и основная вторичная обмотки;
2?^ — магнитное сопротивление второй левой части сердечника,
на которой размещена реактивная вторичная обмотка.
Средний стержень размещается обычно в середине окна транс-
форматора, а насыщение обеих частей сердечника примерно одина-
ковое, поэтому можно без большой погрешности принять
откуда k13 = &31 = kM.
Основные соотношения в трансформаторе
159
Во всех случаях магнитное сопротивление на пути потоков
рассеяния больше магнитного сопротивления остальных сплошных
частей сердечника, не имеющих воздушных зазоров. Поэтому коэф-
фициент магнитной связи первичной и реактивной вторичной обмоток
kM в трансформаторах с подвижными шунтами значительно больше,
чем в трансформаторах СТН. Например, в трансформаторе СТАН
в зависимости от положения среднего стержня k* = 0,7 н- 0,85,
в то время как в трансформаторах СТН kM = 0,05 ч- 0,15.
Вследствие этого в трансформаторах СТАН через крайний стер-
жень, на котором размещена реактивная вторичная обмотка, замы-
кается большая часть основного потока трансформатора. Поэтому
э. д. с., индуктируемая в реактивной вторичной обмотке трансфор-
маторов СТАН, в отличие от трансформаторов СТН, составляет
значительную часть всей э. д. с. во вторичной цепи.
Потоки рассеяния первичной и реактивной вторичной обмоток
обусловливают индуктивное падение напряжения в них. Обозначим
индуктивное сопротивление от потоков рассеяния первичной обмотки
через Х13 и соответственно—реактивной вторичной обмотки через Х31.
Полное индуктивное сопротивление схемы замещения трансфор-
матора с магнитным шунтом будет
Хт = Х1з + Хзь
Благодаря размещению первичной и реактивной вторичной
обмоток на разных стержнях и устройству магнитного шунта полное
индуктивное сопротивление схемы замещения трансформаторов этого
типа значительно больше, чем в трансформаторах с нормальным
рассеянием. Вследствие этого внешняя характеристика трансформа-
тора будет падающей без применения отдельного дросселя.
L
§ 2. ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ В ТРАНСФОРМАТОРЕ
С УВЕЛИЧЕННЫМ МАГНИТНЫМ РАССЕЯНИЕМ
Основные уравнения, характеризующие работу трансформаторов
с увеличенным рассеянием, были приведены в главе V. Эти соотно-
шения необходимо уточнить в приложении к анализу конкретной
типовой схемы, представленной на фиг. 75.
Холостой ход. Распределение магнитных потоков при холостом
ходе показано на фиг. 76. Потоки Фо и Фод индуктируют во вторичных
обмотках э. д. с. или напряжения U2o = В20 И ^ро = ^ро- Так как
потоки Фо и Фов совпадают по фазе, то и индуктируемые ими э. д. с.
также совпадают по фазе. Основная и реактивная вторичная обмотки
соединены согласно. Следовательно, вторичное напряжение транс-
форматора при холостом ходе будет равно сумме э. д. с. во вторичных
обмотках:
^0 — 1^20 + UpO-
(112)
160
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
Выражая э. д. с. через потоки, получим:
^20 = ^2о ~ Ю 8;
1/ро = £Ро = 4,44/ш2рФов- IO-8.
Учтя, что
^Ов ~
можно записать:
UQ = 4,44/(ш20 + kMw2p) Фо. ЮЛ (113)
где ш20 и w2p — соответственно числа витков основной и реактивной
вторичных обмоток.
Зависимость между первичным напряжением и потоком транс-
форматора выражается уравнением
4/^4,44/^Фо.Ю-8,
откуда коэффициент трансформации
т; = +U.,. <1|4>
Из уравнений (113) и (114) следует, что при изменении коэффи-
циента магнитной связи kM напряжение холостого хода UQ и коэф-
фициент трансформации п также несколько изменяются. При выдви-
жении магнитного шунта коэффициент магнитной связи kM увели-
чивается, вследствие чего несколько увеличивается напряжение
холостого хода. Изменение напряжения UQ зависит от величины
изменения kM и отношения чисел витков ау2о и w2p. В трансформа-
торах типа СТАН-1, выполненных по схеме на фиг. 75, напряжение
холостого хода в зависимости от отношения чисел витков ау2о и w2p
изменяется при выдвижении магнитного шунта на 4,5—10 в.
Следует отметить, что намагничивающий ток в первичной об-
мотке трансформатора также несколько увеличивается при выдви-
жении магнитного шунта. Последнее объясняется увеличением общего
магнитного сопротивления сердечника трансформатора, что обуслов-
ливает соответствующее увеличение намагничивающего тока. Как
показали испытания трансформатора СТАН-1, ток холостого хода
при выдвижении среднего стержня изменяется от 6,3 до 7,7 а, т. е.
увеличивается на 20%.
Нагрузка. Векторная диаграмма трансформатора, соответствую-
щая упрощенной схеме замещения, изображена на фиг. 77. Как
было показано в главе V, основные соотношения в трансформаторах
с увеличенным рассеянием при нагрузке определяются из следующих
уравнений:
ид = иа /Ul-llX2T - 1дКт>
или, пренебрегая активным сопротивлением Rr , получим
Ud = Uu yrU20-I2dX2r. (115)
Основные соотношения в трансформаторе
161
Это уравнение аналогично уравнению (106) для трансформатора
с отдельным дросселем. Различие заключается лишь в том, что в транс-
форматорах с увеличенным рассеянием функции дросселя выпол-
няет увеличенное индуктивное сопротивление трансформатора.
Из уравнения (115) можно определить величину сварочного тока
при заданном значении напряжения дуги:
г
хт
(116)
Распределение магнитных потоков
в стержнях сердечника при нагрузке
оказывает весьма существенное влияние
на характер явлений, происходящих в
трансформаторах с увеличенным^'рассея-
нием.
Распределение потоков при нагрузке
показано на фиг. 781 11, где приняты следу-
ющие обозначения:
Фх — магнитный поток, создаваемый
н. с. первичной обмотки;
Фув — поток, составляющий часть по-
тока первичной обмотки и
Фиг. 77. Векторная диаграм-
ма для упрощенной схемы
замещения трансформатора
с подвижным магнитным
шунтом при нагрузке.
ответвляющийся в крайний левый стержень;
Ф1с — поток рассеяния первичной обмотки, ответвляющийся в сред-
ний стержень и пространство между крайними стержнями;
Ф2 — магнитный поток, создаваемый н. с. основной вторичной
обмотки;
Ф2в — поток, составляющий часть потока Ф2 и ответвляющийся
в крайний левый стержень;
Ф2с — поток, составляющий часть потока основной вторичной
обмотки и ответвляющийся в средний стержень;
Фр — магнитный поток, создаваемый н. с. реактивной вторичной
обмотки;
Фра — поток, составляющий часть потока реактивной обмотки Фр
и замыкающийся через крайний правый стержень;
Фрс — поток рассеяния реактивной обмотки, замыкающийся в сред-
нем стержне и пространстве между крайними стержнями.
Из распределения магнитных потоков, показанного на фиг. 78,
видно, что результирующие потоки в крайних стержнях Фа и Фв
и суммарный поток рассеяния Фс можно выразить в следующем
1 На фиг. 78 стрелками показаны направления магнитных полей, условно
принятые за положительные, в соответствии с геометрической суммой потоков пер-
вичной и вторичной обмоток.
11 Рабинович 22
162
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
виде, принимая, что фазы векторов потоков совпадают с фазами
соответствующих токов:
А, =
ф» = Ф1в + Ф2в +
Фс^Ф1с + Фге— Фрс-
Учитывая коэффициент магнитной связи kM, можно преобразо-
______________________вать эти выражения:
Фиг. 78. Распределение потоков
в сердечнике трансформатора СТАН
при нагрузке.
фй = ф1 + ф2 , фркм-, (117)
= + ф2) + фр; (П8)
Ф. = [Ф. + Ф2- Ф„] (1 - kM). (119)
Результирующий поток в край-
нем стержне а, на котором разме-
щена первичная обмотка, при неиз-
менном первичном напряжении
весьма мало изменяется при нагруз-
ке и остается примерно равным
потоку при холостом ходе, т. е.
фа~ф0.
Далее из уравнения (117) можно записать;
Ф, + Фг Фа - Фркм. (120)
Подставляя это выражение в уравнение (118), получим
Фв = ФЛ + Фр(1-^). (121)
Выражение
0= 1-б1< 1
• в трансформаторах обычно называют коэффициентом рассеяния.
Поток Фа, коэффициент магнитной связи и коэффициент рассея-
ния при изменении нагрузки остаются примерно постоянными.
Результирующий поток Фа в стержне а совпадает по фазе с намагни-
чивающим током 1Н и на 90° опережает по фазе э. д. с. или вторичное
.напряжение Uo при холостом ходе. Поток Ф„ реактивной обмотки
и его составляющие совпадают по фазе с током во вторичной цепи 12 =
= 1д. Как было показано в главах V (см. фиг. 44) и VI, угол сдвига
фаз между токами 1Н и 12 в трансформаторах с большой индуктив-
ностью достигает 150°, приближаясь при коротком замыкании к 180°.
Основные соотношения в трансформаторе
163
Следовательно, согласно уравнению (121), поток Фв при увеличении
сварочного тока будет уменьшаться, так как поток Фр увеличивается
пропорционально току.
Используя уравнение (120), можно аналогично преобразовать
уравнение (119):
Фе = [Ф« - Фр (1 + М О - = Фа (1 - kM) - Фр ( 1 - £) .(122)
Так как сдвиг фаз между потоками Фа и Фр при нагрузке при-
ближается к 150°, то разность составляющих этих векторов Фс,
согласно уравнению (122), возрастает с увеличением сварочного
тока, так как растет поток Фр, а основной поток трансформатора Фа
и коэффициент магнитной связи изменяются мало.
Указанное распределение и изменение магнитных потоков в стерж-
нях трансформатора типа СТАН-1 было подтверждено опытным
путем. Так, при изменении нагрузки от холостого хода до 1д =
= 320 а поток Фа уменьшился всего на 5,5%, а поток Фв — на 20%.
Поток в среднем стержне Фс возрос в 8 раз и превысил поток в край-
них стержнях трансформатора. Следовательно, стержень, на котором
размещена реактивная вторичная обмотка, и прилегающие к нему
участки верхнего и нижнего ярма менее нагружены при работе, чем
при холостом ходе.
В соответствии с уравнениями (121) и (122) можно несколько
по-иному представить распределение потоков в стержнях трансфор-
матора при нагрузке.
Произведем преобразования этих уравнений, полагая Фа = Фо
и соответственно
Ф^М ~ Ф^М ”
Фр (1 - = фр° = фрз’
Фа 0- kM> = Фое>
где Фрэ — эквивалентный поток рассеяния трансформатора, который
может быть также назван потоком эквивалентной реактив-
ной обмотки, имеющей индуктивное сопротивление,
равное Хт .
Тогда
Фо = Фа, (123)
Фе — Фм + Фрз (124)
Фс^Фос—Фрз- (125)
Схема распределения потоков, отвечающая уравнениям(123)—(125),
показана на фиг. 79. Этому распределению потоков соответствует
11*
164
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
векторная диаграмма напряжений и потоков, представленная на
фиг.^ 80.
На фиг. 80 направления векторов потоков показаны в соответствии
с их фазой: вектор потока Фа = Фо опережает вектор напряжения
холостого хода UQ на 90°, а вектор эквивалентного потока рассеяния
трансформатора Фр9 совпадает по фазе с вектором тока во вторичной
цепи 1д.
Пренебрегая падением напряжения в активных сопротивлениях
обмоток, можно записать:
Ц) = ^2о+^Ро = 4,44/(^2о * ^2р^и) Фо ’ Ю-8
Фиг. 79. Распределение эквивалентных
результирующих магнитных потоков
в стержнях сердечника трансформа-
тора СТАН при нагрузке.
Фиг. 80. Векторная диаграмма напряже-
ний, э. д. с. и потоков в трансформаторе
с подвижным шунтом типа СТАН при
нагрузке.
И
Ер9 = 1дХт -- 4,44/^2рФрэ- 10-е. (126)
Напряжение дуги в этом случае определится из уравнения
Uд UQ + Ёр9 — UQ — jiqXt^
которое было приведено ранее в аналитической форме (см. векторную
диаграмму нафиг. 77). Вектор Up (фиг. 80) является результирующей
э. д. с. или напряжением на клеммах реактивной обмотки, индукти-
рованным результирующим потоком Фв в стержйе в. Из векторной
диаграммы на фиг. 80 также следует, что напряжение дуги может
быть представлено суммой
Uu = Ud=U2Q + Up. (127)
Так как э. д. с. EZo и напряжение на клеммах (У2о основной вторичной
обмотки при изменении нагрузки меняются очень мало благодаря
постоянству потока Фа, то напряжение источника уменьшается
с увеличением сварочного тока вследствие изменения величины и фазы
результирующего напряжения на клеммах реактивной обмотки Up.
Основные соотношения в трансформаторе
165
Последнее подтверждается опытными осциллограммами, приведен-
ными на фиг. 81, где показаны осциллограммы вторичного тока
и напряжений t/20 и Up ПРИ холостом ходе, нагрузке трансформа-
тора СТАН-1 на активное балластное сопротивление и коротком
замыкании. Из сравнения осциллограмм на фиг. 81 следует, что
при изменении нагрузки от холостого хода до короткого замыкания
угол сдвига фаз 9 (см. фиг. 80) между векторами напряжений U29
и Up изменяется от 0 до 180°. Внешняя характеристика Uu = fi (1д)
(кривая /), а также зависимости (720 = f2 (1д) и Up = f3 (/Д
изображенные на фиг. 82, подтверждают выводы в отношении харак-
тера изменения напряжений Uu, U2Q и Up при нагрузке.
Фиг. 81. Осциллограммы напряжений £720, Up и тока нагрузки /2 в трансформа-
торе СТАН-1:
а — холостой ход; б — нагрузка; Uн = 30 в; /2 = 518 а\ в — короткое замыкание; 1К в 650 а.
Из уравнения (126)
^=^т = 4,44/ш2рФра.1О-8
можно определить зависимость полного индуктивного сопротивле-
ния Хт от некоторых параметров* реактивной обмотки трансфор-
матора.
Выразим амплитудное значение потока Фр через н. с. реактивной
обмотки и магнитное сопротивление на пути этого потока:
V 2 IdW^p
ФР^ V10"8 ’
где — полное магнитное сопротивление на пути потока Фр,
включая сердечник трансформатора, средний стержень
и воздушное пространство между крайними стержнями,
в омг1 сект1.
Подставим это выражение в уравнение (126). Учитывая, что Фр9 =
= Фро, после преобразования получим
о
= (’28)
166
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
Сравнивая уравнение
сопротивления отдельной
(128) с выражением для индуктивного
реактивной катушки-дросселя
X
можно заметить, что при равенстве остальных параметров уравне-
ние (128) отличается лишь наличием коэффициента рассеяния а < 1.
Последнее вполне зако-
номерно, так как маг-
нитная связь между
отдельной реактивной
катушкой и трансфор-
матором отсутствует,
т. е. kM — 0, а коэф-
фициент рассеяния ра-
вен единице: а = 1 —
—k2M= 1. Из сравнения
уравнений также сле-
дует, что для случая
равных индуктивных
сопротивлений ХГ=Хр
число витков реактив-
ной вторичной обмотки
трансформатора w\p
должно быть больше
числа витков обмотки
отдельного дросселя wp
при условии равенства
магнитных сопротивле-
ний их сердечников.
/а. Однако витки отдель-
ив
70
60
50
ЪО
30
20
W
О
150
200
50
100
Фиг. 82. Внешняя характеристика Uu—f\ (Id) (кри- ного дросселя не уча-
вая 1) и зависимость напряжений 672о (кривая 2) и ствуют В создании Э. Д. С.
Up (кривая 3) от тока в трансформаторе СТАН-1. Bq вторичной цепи
при холостом ходе, в то
время как в реактивной обмотке трансформатора с увеличен-
ным рассеянием благодаря наличию магнитной связи индукти-
руется значительная э. д. с. Вследствие этого 'число витков w2
во вторичной обмотке трансформатора, имеющего отдельный дрос-
сель, всегда больше числа витков &у2о основной вторичной обмотки
трансформатора с подвижным магнитным шунтом при условии равен-
ства остальных параметров. Поэтому суммарное число витков в основ-
ной и реактивной вторичных обмотках ау20 + w2p, как правило,
меньше суммарного числа витков вторичной обмотки трансформатора
и отдельного дросселя w2 + wp. Благодаря этому можно уменьшить
расход обмоточною провода в трансформаторах с увеличенным
Регулирование режима в трансформаторах с подвижным шунтом 167
рассеянием по сравнению с трансформаторами, имеющими отдель-
ные дроссели.
Короткое замыкание дуги. Так же как и во всех ранее описан-
ных сварочных трансформаторах, э. д. с. во вторичной цепи при корот-
ком замыкании уравновешивается в основном падением напряжения
н индуктивном сопротивлении, т. е.
и^1кХт-=Ерэ. (129)
Аналогично можно записать из уравнения (127) при Ud = 0:
^20(130)
Справедливость последнего уравнения подтверждается опытной
осциллограммой на фиг. 81, в, из которой видно, что при коротком
»;|мыкании угол сдвига фаз 0 между напряжениями £72о и Up
олизок к 180°*. Интересно отметить, что сдвиг фаз © между током
и напряжением U20 при коротком замыкании близок к 90°. Послед-
нее подтверждает справедливость уравнения (129), которое было
выведено из предположения, что э. д. с. уравновешивается в основном
падением напряжения в индуктивном сопротивлении трансформатора.
Зависимость тока короткого замыкания от параметров трансфор-
матора определяется на основе уравнения (129):
(131)
Подставляя в уравнение (131) значения t/0 и Хт из уравне-
ний (114) и (128), получим
. (132)
“’i ““'гр'3
§ 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА В ТРАНСФОРМАТОРАХ С ПОДВИЖНЫМИ
МАГНИТНЫМИ ШУНТАМИ
Способы регулирования режима и их свойства определяются,
как обычно, из основных соотношений в трансформаторе (115),
(116) и (132):
/ —s--5—5- ]/ Ul — U2a
Ud^/U2o- 12дХ2т> 1д — °х---д-
и
(w20 4- kMw2p) R^p
* При анализе осциллограмм напряжений на фиг. 81 следует иметь в виду,
что масштабы кривых напряжений f/20 и Up разные.
168
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
В трансформаторах с подвижными магнитными шунтами регули-
рование или настройка режима производится путем поворота или
выдвижения среднего стержня. Воздушные зазоры между шунтом
и основным сердечником остаются при этом неизменными, а активное
сечение среднего стержня, пронизываемое магнитным потоком рас-
сеяния, уменьшается. Вследствие этого магнитное сопротивление R^c
и соответственно сопротивление RMp увеличиваются. При выдвиже-
нии магнитного шунта коэффициент рассеяния а уменьшается, а коэф-
фициент магнитной связи kM увеличивается. Следовательно, индук-
тивное сопротивление трансформатора ХТу согласно уравнению (128),
уменьшается при выдвижении магнитного шунта, и соответственно
возрастают 'ток или напряжение дуги. Регулирование режима путем
перемещения магнитного шунта происходит весьма плавно.
Как следует из уравнения (114),
и, _ (133)
Следовательно, при выдвижении шунта несколько увеличивается
напряжение холостого хода, так как коэффициент магнитной связи
kM при этом также увеличивается. Относительное изменение напря-
жения не превышает обычно 10% среднего напряжения холостого
хода.
Кратность регулирования тока зависит от величины х.одД сред-
него стержня, т. е. от степени изменения величин R^p , kM и а при
полном выдвижении магнитного шунта. Чем больше сечение среднего
стержня, чем меньше воздушные зазоры и насыщение сердечника
трансформатора, тем больше изменение всех указанных величин
и больше кратность регулирования тока. Для увеличения кратности
регулирования в трансформаторах этого типа обычно применяют
комбинированную настройку режима: плавное регулирование путем
перемещения магнитного шунта сочетают со ступенчатым изменением
числа витков вторичных обмоток трансформатора w2p и &у20. При
переключении на ступень, рассчитанную на большие токи, умень-
шают число витков w2p и одновременно в несколько меньшей степени
увеличивают число витков основной вторичной обмотки до20. Как
следует из уравнений (116), (128) и (132), индуктивное сопротивление
при этом уменьшится, а сварочный ток и ток короткого замыкания
увеличиваются. Так, в трансформаторах типа СТАН-1 при переходе
с первой ступени на вторую при одном и том же положении маг-
нитного шунта (шунт вдвинут полностью) сварочный ток изменяется
ступенчато с 50 до 200 а. При выдвижении магнитного шунта на
первой ступени (с большим числом витков w2p) сварочный ток изме-
няется плавно в пределах 50—220 а. Как видно из приведенных
данных, максимальный сварочный ток на первой ступени (Jd =
= 220 а) несколько больше минимального тока на второй ступени
(1д = 200 а). Благодаря тому, что ступени несколько перекрывают
Регулирование режима в трансформаторах с подвижным, шунтом 169
друг друга, обеспечивается возможность настройки любого режима
в пределах всего диапазона регулирования трансформатора СТАН-1.
Как было уже указано, особенность комбинированного регули-
рования состоит в том, что при уменьшении числа витков реактив-
ной обмотки w2p число витков основной вторичной обмотки w2(>
увеличивают в несколько меньшей степени. Так, в трансформаторах
типа СТАН-1 на первой ступени w2p = 24 виткам, ш20 = 5 виткам,
а на второй ступени: w2p = 13 виткам и
Как следует из уравнения (133), при
таком изменении отношения чисел
витков го20 и ш2р среднее напряжение
холостого хода на ступени, рассчитан-
ной на меньшие токи, будет больше,
чем на ступени с большими токами.
В трансформаторах СТАН-1, например,
на первой ступени £7о=70 в при токах
в пределах 50—220 а, а на второй сту-
пени UQ = 60 в при токах 200—450 а.
Благодаря такому свойству комбиниро-
ванного регулирования обеспечивается
устойчивое зажигание и горение дуги
при токах, соответствующих всему
диапазону настройки режима. Поэтому
комбинированное регулирование наибо-
лее пригодно для трансформаторов,
предназначенных для сварки на малых
и средних токах.
Внешние характеристики трансфор-
матора СТАН-1, имеющего комбини-
рованное регулирование, для двух
ступеней и двух положений подвиж-
ного шунта приведены на фиг. 83.
Следует указать, что при измене-
нии числа витков реактивной вторич-
ной обмотки несколько изменяются и
форматора. Последнее обусловливается следующим явлением.
При одинаковом напряжении дуги индуктивное падение напря-
жения в трансформаторе 1дХГ = Ер9 будет примерно одинаковым
независимо от ступени регулирования, если пренебречь относительно
небольшим изменением напряжения холостого хода. Согласно урав-
нению (126)
Фиг. 83. Внешние характеристи-
ки трансформатора СТАН-1 для
двух ступеней регулирования и
крайних положений подвижного
магнитного шунта:
/—I ступень, магнитный шунт выве-
ден полностью; 2 — 1 ступень, маг-
нитный шунт введен полностью;
3 —11 ступень, магнитный шунт
выведен полностью; 4 — 11 ступень,
магнитный шунт введен полностью.
другие параметры транс-
£рэ-4,44>2рФра.10-з.
При уменьшении числа витков w2p и неизменном значении
э. д. с. Ерэ поток вторичной реактивной обмотки Фр увеличивается.
Следовательно, при этом будет увеличиваться поток Фв в стержне,
на котором размещена реактивная вторичная обмотка, а также воз-
170
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
растет результирующим поток Фс в среднем стержне, когда он
вдвинут полностью. Последнее подтверждается данными испытания
трансформатора СТАН-1. Так, на первой ступени, при 30 в,
Фиг. 84. Регулировочные кривые
Id—fQc} трансформатора СТАН-1:
1 — I ступень; 2— II ступень; 1С— вели-
чина хода среднего стержня; (7к=30 в.
Фв % 5,25-105 мкс, поток в среднем
стержне Фс = 11,0-10б мкс, а на
второй ступени Фв = 10,4-105 мкс и
Фс = 14,4-105 мкс. В обоих случаях
поток Фа 14,5-10б—15,0-105 мкс.
Значительное увеличение потоков
Фв и Фс усиливает насыщение соот-
ветствующих стержней и ярем транс-
форматора, что обусловливает уве-
личение /?рр при работе на второй
ступени. По этой же причине изме-
нение kM и а при полном выдви-
жении магнитного шунта будет мень-
ше на ступени с меньшим чисдом
витков w2p- Вследствие этого мини-
мальный ток на второй ступени не-
сколько возрастет, а кратность ре-
гулирования тока соответственно
уменьшится. Регулировочные кри-
вые трансформатора СТАН-1, приве-
денные на фиг. 84, наглядно под-
тверждают указанные свойства спо-
соба регулирования трансформато-
ров с подвижными шунтами.
• Увеличение насыщения отдельных участков сердечника при работе
на второй ступени, как показали испытания трансформатора СТАН-1,
не выходит за допустимые пределы и поэтому не сказывается на
устойчивости дуги.
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ СВАРОЧНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ С ПОДВИЖНЫМ
ШУНТОМ ТИПА СТАН
Трансформаторы типа СТАН-0 и СТАН-1, выпускаемые в СССР,
относятся к сварочным трансформаторам с увеличенным магнитным
рассеянием, имеющим подвижный магнитный шунт. Трансформатор
СТАН-1, предназначенный для сварки токами от 50 до 450 а, изго-
товляется в крупносерийном производстве. Для сварки стали малой
толщины электродами диаметром от 1,5 до 3 мм при токах от 25
до 150 а может применяться трансформатор СТАН-0, который выпу-
скается по специальному заказу отдельными партиями. Принципиаль-
ная электромагнитная схема трансформатора типа СТАН была
приведена на фиг. 75. Трансформаторы СТАН —стержневого типа
с цилиндрическими катушками. Первичная обмотка выполнена из
изолированной обмоточной меди; вторичные обмотки выполняются
Конструкция трансформаторов с подвижным шунтом
171
без изоляции. Комбинированное регулирование режима осущест-
вляется путем ступенчатого изменения соотношения между числом
витков основной и реактивной вторичных обмоток, а также путем
плавного выдвижения среднего подвижного стержня. Для ступенча-
того переключения вторичных обмоток на доске выводов вторичной
цепи, помимо двух основных, сделаны три дополнительных вывода.
Соединяя перемычкой попарно
дополнительные выводы, получим
две ступени регулирования:
I ступень — малые токи; II сту-
пень — большие токи. Основная
вторичная обмотка разделена на
две секции, которые электрически
между собой не связаны. От
части витков реактивной вторич-
ной обмотки сделан вывод, кото-
рый^ соединен с концом одной из
секций основной вторичной обмот-
ки (см. фиг. 75). На первой сту-
пени включены вся реактивная
обмотка и одна из секций основ-
ной вторичной обмотки; на вто-
рой ступени работает только часть
витков реактивной и обе секции
основной вторичной обмоток. При
гаком изменении соотношения
ВИТКОВ вторичных обмоток (^2р Фиг. 85. Внешний вид трансформатора
и ш20), как следует из описания СТАН-1,
способов регулирования (см. § 3
данной главы), ток на первой ступени будет меньше, а напря-
жение холостого хода выше, чем на второй ступени. Плавное
перемещение подвижного шунта производится при помощи винтового
механизма, снабженного рукояткой. Подвижной стержень связан
с указателем, перемещающимся по шкале, градуированной в амперах.
По показаниям этой шкалы можно осуществлять предварительную
настройку режима. Внешние характеристики и регулировочные
кривые трансформатора СТАН-1 бЫли показаны на фиг. 83 и 84.
Регулирующее устройство трансформаторов СТАН не имеет
изменяющихся воздушных зазоров. Усилия, действующие в воздуш-
ных зазорах на торцовые части подвижного шунта, направлены в про-
тивоположные стороны и уравновешивают друг друга. Кроме того,
направление этих усилий перпендикулярно оси перемещения по-
движного шунта. Благодаря этим особенностям вибрации подвижного
шунта и шум при работе трансформатора типа СТАН незначительны.
Следовательно, регулирующее устройство трансформатора СТАН
оолее надежно в работе и устойчивость дуги притоках, соответствую-
щих нижнему пределу регулирования, не ухудшается, как это имеет
172
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
место в дросселях с изменяющимися воздушными зазорами при малой
величине зазора.
Вследствие значительных потоков рассеяния в трансформаторах
СТАН несколько увеличиваются потери энергии в обмотках, а также
потери на вихревые токи в сердечнике трансформатора. Кроме
того, если кожух трансформатора расположен близко от обмоток,,
то вихревые щки от потоков рассеяния могут вызвать местный
нагрев кожуха. Поэтому кожух трансформаторов СТАН распола-
гается на таком расстоянии от обмоток, при котором исключается
нагрев стенок кожуха вихревыми токами. Во избежание образования
замкнутого контура вокруг обмоток трансформатора, в котором
потоки рассеяния могут навести э. д. с., одна из торцовых стенок
кожуха трансформатора СТАН отделена от каркаса изолирующей
прокладкой.
Описанные выше особенности трансформаторов СТАН делают их
наиболее пригодными при ручной дуговой сварке на малых и сред-
них токах. Трансформаторы СТАН, благодаря однокорпусному
исполнению и сочетанию в одном аппарате функций трансформатора
и дросселя, позволяют получить экономию в расходе активных
и конструктивных материалов, снизить общий вес и повысить технико-
экономические показатели трансформатора при эксплуатации. Так,
в трансформаторах СТАН-1 расход обмоточной меди снижен на 17%,
а расход электротехнической стали — на 24,5% по сравнению
с одинаковыми по мощности трансформаторами, имеющими отдельный
дроссель. Экономия в расходе электроэнергии достигает 450 квт-ч
в год на каждый трансформатор при 1,5-сменной работе.
При эксплуатации трансформаторов СТАН следует иметь в виду,
что выключение реактивной обмотки, подобно отключению отдельного
дросселя, в этих трансформаторах невозможно, так как регулирую-
щее устройство составляет с трансформатором одно целое.
Основные технические данные трансформаторов СТАН приведены
в табл. 5. Внешний вид СТАН-1 показан на фиг. 85.
§ 5. ТРАНСФОРМАТОРЫ С УВЕЛИЧЕННЫМ МАГНИТНЫМ РАССЕЯНИЕМ
И ПОДВИЖНЫМИ ОБМОТКАМИ
Второй, весьма распространенной разновидностью сварочных
трансформаторов с увеличенным магнитным рассеянием являются
трансформаторы с подвижными обмотками. В большинстве случаев
такие трансформаторы выполняются с сердечниками броневого типа
и дисковыми катушками.
На фиг. 86 изображена часто применяющаяся конструкция пло-
ского броневого сердечника, состоящего из двух отдельных сердеч-
ников с четырьмя стержнями одинакового сечения. Как показано’
на фиг. 86, средний стержень броневого сердечника состоит из двух
отдельных стержней, между которыми имеется свободное простран-
ство. Обмотки трансформатора располагаются на среднем стержне
Трансформаторы с подвижными обмотками
173
на некотором расстоянии /0 друг от друга. Это расстояние можно
изменять путем перемещения катушек одной или обеих обмоток.
Подвижная обмотка (обычно первичная) при помощи винтового
механизма, на котором она закреплена, может перемещаться вдоль
стержня сердечника. Неподвижная обмотка закрепляется на том же
стержне. Винт механизма перемещения
вместе с гайкой и креплением подвижной
обмотки располагается в пространстве
между двумя стержнями, образующими
составной средний стержень.
Перемещение подвижной обмотки про-
изводится либо вручную, либо винтовой
механизм имеет электрический привод с
дистанционным кнопочным управлением.
Регулирующее устройство обычно снаб-
жается указателем, перемещающимся по
шкале, градуированной в амперах, что
.позволяет осуществлять предварительную
настройку режима до начала сварки.
Потоки рассеяния в трансформаторах
•с подвижными катушками создаются н. с.
первичной и всей вторичной обмоток,
причем эти потоки замыкаются в основ-
ном в пространстве между катушками.
В некоторых конструкциях для усиления
рассеяния между обмотками помещают
неподвижные магнитные шунты. Основ-
ные соотношения, выведенные нами для
трансформаторов с подвижным шунтом,
справедливы и для трансформаторов этого
типа. Необходимо лишь во всех уравне-
ниях принять до20 = 0. Следует отметить,
что точный расчет индуктивности рассея-
ния или индуктивного сопротивления
трансформатора по уравнению (128) весьма
Фиг. 86. Схема конструкции
сварочного трансформатора
с подвижными обмотками:
1 — дисковая катушка подвиж-
ной первичнй обмотки; 2 — ка-
тушка неподвижной вторичной
обмотки; 3 — составной сердеч-
ник; 4 — винт механизма пере-
мещения подвижной обмотки;
5 — крепление подвижной об-
мотки.
затруднителен ввиду сложности анали-
тического определения магнитной проводимости или магнитного
сопротивления на пути потоков рассеяния \ Однако уравнение
(128) и связанные с ним уравнения (115), (116) и (131) позво-
ляют достаточно полно проанализировать основные свойства
способов регулирования режима в трансформаторах^ подвижными
обмотками. При раздвижении обмоток, т. е. при увеличении
расстояния /0, потоки рассеяния возрастают, так как магнитное
1 Изложение методов расчета этих величин можно найти в специальных курсах
трансформаторов, а также в работе [24] по расчету цепей и аппаратов переменного
тока для дуговой сварки.
174
Трансформаторы, с увеличенным магнитным рассеянием
сопротивление на пути этих потоков уменьшается. По мере раздви-
жения обмоток коэффициент рассеяния будет расти, а магнитная
связь между обмотками будет уменьшаться. Следовательно, согласно
уравнениям (115), (116) и (128) индуктивное сопротивление транс-
форматора Хт при увеличении расстояния между обмотками уве-
личивается, а ток или напряжение дуги соответственно умень-
шается. Как показали расчеты и опытные данные [24], индуктивное-
Фиг. 87. Зависимость индуктивного
сопротивления Х-р от расстояния
между обмотками /0 в трансформаторе
типа СТР-1000.
/лЛгД
1600
1200
ООО
400
О 10 20 30 40 1ОС*
Фиг. 88. Регулировочные кривые транс-
форматора типа СТР-1000-П с подвижной
обмоткой:
1 - 1д (Zo), Uo = 70 в, ин = 35 в; 2 - 1К =
= f2 (Zo), С/о =70 в, UH = Q.
сопротивление Хт в зависимости от изменения расстояния /0 между>
обмотками изменяется по линейному закону (фиг. 87). Следовательно^
ток короткого замыкания и сварочный ток будут изменяться обратно
пропорционально расстоянию между обмотками. Регулировочные
кривые 1д = fi (10) и IK = f2 (/о) Для трансформаторов с подвижной
обмоткой типа СТР приведены на фиг. 88. Для получения требуемой
кратности или диапазона регулирования приходится раздвигать
обмотки на сравнительно большие расстояния, что увеличивает
длину стержней сердечника и повышает расход электротехнической
стали. Так, по расчетам, приведенным в работе [24], вес электротех-
нической стали в трансформаторе с диапазоном регулирования 200—
700 а составляет 62,5% от веса стали в трансформаторе одинаковой
мощности, но с диапазоном регулирования 100—700 а,
В некоторых конструкциях трансформаторов этого типа для
расширения пределов регулирования при одновременном ограниче-
нии раздвижения обмоток прибегают к ступенчатому секционирова-
нию вторичной обмотки. На ступени, рассчитанной на меньшие
токи, число витков вторичной обмотки больше, что одновременна
Трансформаторы с подвижными обмотками
175
с уменьшением тока дает некоторое повышение напряжения холостого
хода. Плавное регулирование в пределах каждой ступени по-преж-
нему осуществляется путем раздвижения обмоток.
л Как уже было указано, при раздвижении обмоток коэффициент
магнитной связи kM уменьшается, что обусловливает некоторое
т 7 UikMW2f)
снижение напряжения холостого хода, так как UQ =------------.
Однако в наиболее типовых конструкциях напряжения холостого
хода, соответствующие крайним положениям подвижной обмотки,
отличаются всего на 3—5%.
Как известно, на обмотки трансформаторов действуют пульси-
рующие электромагнитные силы F, равные по величине и направлен-
ные в противоположные стороны. Эти силы возникают благодаря
взаимодействию полей рассеяния и стремятся раздвинуть обмотки
(см. фиг. 93). Действующее значение сил F пропорционально квадрату
тока в обмотках.
Под действием пульсирующих сил возникают вибрации подвиж-
ной обмотки, если она недостаточно жестко закреплена. Периоди-
ческие колебания режима сварки также могут усилить вибрацию
обмоток. Вибрации обмоток снижают надежность работы трансфор-
матора и могут привести к преждевременному выходу его из строя.
Вследствие этого в некоторых конструкциях усиливают крепле-
ние подвижной обмотки, а также применяют различные демпфирую-
щие пружинные или другого типа устройства для уменьшения ви-
браций.
В Институте электросварки АН УССР были разработаны и выпу-
щены трансформаторы-регуляторы с подвижной обмоткой типа СТР,
предназначенные для питания дуги при автоматической сварке под
флюсом на токи от 450 до 1000 а. В трансформаторах СТР сердечник
броневого типа собран из четырех отдельных сердечников (фиг. 89).
Средний составной стержень, на котором размещены обмотки, обра-
зуется из четырех отдельных стержней. В пространстве между этими
стержнями размещают винт или подвижную штангу, на которых
крепится подвижная первичная обмотка. В отличие от обычного
плоского трехстержневого броневого сердечника, такой тип сердеч-
ника называют многостержневым. В трансформаторах СТР-1000
подвижная катушка закреплена на винте, который вращается от
реверсивного электрического привода. Реверсивный электрический
привод состоит из двух короткозамкнутых асинхронных двигателей,
которые соединяются с валом редуктора механизма перемещения
обмотки при помощи одной из двух электромагнитных муфт. Оба
двигателя подключаются к питающей сети одновременно с включением
сварочного трансформатора и остаются включенными в течение всего
времени сварки.Включение электромагнитных муфт производится
при помощи специальной схемы управления. В зависимости от
включения той или другой муфты соответствующий двигатель пере-
мещает подвижную обмотку либо в сторону увеличения расстояния
176
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
между обмотками, либо сближает их. Когда обе муфты выключены,
обмотка неподвижна.
Схема управления трансформатора СТР-1000 позволяет автомати-
чески поддерживать режим сварки при изменении напряжения
питающей сети (фиг. 90).
Принцип работы релейной схемы управления, изображенной на
фиг. 90, состоит в следующем. Включение электромагнитных муфт
Фиг. 89. Схема конструкции
трансформаторов типа СТР:
1 —первичная подвижная обмот-
ка; 2 — вторичная обмотка; 3 —
составные части броневого сер-
дечника.
Фиг. 90. Принципиальная схема авто-
матического 'управления трансформатора
СТР-1000:
а — при питании автоматов с регуляторами
напряжения дуги; б — при питании автоматов
с постоянной скоростью подачи электродной
проволоки.
производится специальным трехпозиционным реле РНТ. При пита-
нии от трансформаторов СТР-1000 автоматов с регуляторами напря-
жения дуги изменение напряжения сети вызывает в основном соот-
ветствующее изменение сварочного тока (см. главу VI). Поэтому
в данном случае на вход релейной схемы подается сигнал, пропор-
циональный току дуги. Катушка реле РНТ подключается через
потенциометр ко вторичной обмотке трансформатора тока ТТ,
включаемого в цепь первичной или вторичной обмотки трансформа-
тора СТР-1000 (фиг. 90, а).'Заданный ток, который должен автома-
тически поддерживаться при изменении напряжения сети, настраи-
вается путем соответствующей установки движка сопротивления
потенциометра Если при изменении напряжения сети сварочный
ток станет больше заданного, то реле РНТ сработает и замкнет
нормально открытый контакт РНТ-1 в цепи управления первой
муфты 1ЭМ. Соответствующий двигатель привода начнет перемещать
Трансформаторы с подвижными обмотками
177
подвижную катушку в сторону увеличения расстояния между обмот-
ками.
Сварочный ток будет уменьшаться до тех пор, пока не достигнет
Заданного значения. В этот момент цепь муфты 1ЭМ разомкнется,
а цепь муфты 2ЭМ не будет замкнута, так как контакты реле будут
находиться в нейтральном положении. Перемещение катушки пре-
кратится. Если ток станет меньше заданного, реле РНТ замкнет
контакты РНТ-2 в цепи второй муфты 2ЭМ, В этом случае второй
двигатель начнет сближать обмотки трансформатора, благодаря чему
сварочный ток возрастет до заданной величины.
При питании от трансформатора СТР-1000 автоматов с незави-
симой скоростью подачи электродной проволоки изменение напря-
жения сети вызывает соответствующее изменение напряжения дуги.
Принцип работы схемы управления не меняется, но в этом случае
реле РНТ должно реагировать на отклонение напряжения дуги, для
чего его катушка подключается через потенциометр параллельно к
дуге (фиг. 90, б). Настройка заданного напряжения дуги произво-
дится, как и в предыдущем случае, перемещением движка потенцио-
метра 7?i. Реостаты настройки заданного режима сдвоены и разме-
щены на панели, укрепленной на каркасе кожуха трансформатора.
Общая рукоятка движков, указатель и шкала настройки заданного
режима расположены снаружи на кожухе. Благодаря этому возможна
предварительная настройка заданного тока или напряжения дуги.
Схема управления питается от понижающего трансформа-
тора ТС-0,25/36 на 220/36 или 380/36 в.
Заданные значения тока или напряжения дуги в трансформато-
рах СТР-1000 поддерживаются автоматически с точностью до 3—5%.
Для того чтобы схема управления не работала при случайных
обрывах или коротком замыкании дуги, в схеме предусмотрены
также два реле напряжения и тока, которые в таких случаях раз-
мыкают цепь электромагнитных муфт.
Указанная схема автоматического управления может быть выклю-
чена путем снятия перемычки П (фиг. 90). В этом случае трансфор-
матор СТР-1000 будет работать, как обычный трансформатор с регу-
лируемой индуктивностью. Для дистанционного управления пере-
мещением подвижной катушки на кожухе размещена двухкнопочная
станция, включающая оба двигателя и соответствующую муфту
привода.
Подвижная катушка снабжена отдельным указателем, переме-
щающимся по шкале в прорёзи кожуха, что позволяет в случае
дистанционного управления при помощи кнопок предварительно
установить требуемый сварочный ток.
На каркасе трансформатора СТР-1000 установлены силовой кон-
тактор и панель, на которой смонтирована аппаратура схемы управ-
ления трансформатора и сварочного автомата. Трансформа-
тор СТР-1000 снабжен вентилятором для принудительного воздуш-
ного охлаждения.
12 Рабинович 22
178 Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
Внешние характеристики трансформатора СТР-1000 для трех
положений подвижной обмотки приведены на фиг. 91.
Трансформатор СТР-ЮОО-П (фиг. 92) по конструкции сердечника,
принципу действия и основным параметрам аналогичен трансфор-
матору СТР-1000. Отличием его является оригинальное устройство
для автоматического поддержания тока дуги при изменении напря-
жения сети. Подвижная первичная обмотка 4 жестко укреплена
на трубчатом штоке 5, который
может свободно перемещаться
в вертикальном направлении.
К нижнему концу штока при-
креплен колокол-поплавок 9,
погруженный в бак с маслом 77,
расположенный в нижней части
кожуха трансформатора.
Электромагнитная сила F,
действующая на подвижную
обмотку и отталкивающая ее от
неподвижной обмотки (фиг. 93),
пропорциональна квадрату то-
ка. Величина силы F практи-
чески не зависит от расстоя-
ния между обмотками, т. е.
F - kjl,
Фиг. 91. Внешние характеристики транс-
форматора СТР-1000:
1 — подвижная обмотка в крайнем верхнем
положении; 2 — подвижная обмотка в среднем
положении; 3— подвижная обмотка в крайнем ,
нижнем положении. ГДе Кд — КОЭффИЦИеНТ ПрОПОр-
циональности.
Подвижная обмотка будет находиться в равновесии при условии
равенства электромагнитной силы F полному приведенному весу. G
подвижной системы (обмотка и все связанные с ней детали): F=G.
Следовательно, при заданном весе G равновесие наступит при
определенном заданном значении тока:
>=V т.
В случае отклонения тока от заданного значения равновесие
нарушается, и подвижная система начнет перемещаться, вследствие
чего будет изменяться расстояние между обмотками. При этом
индуктивность рассеяния и сварочный ток будут изменяться так,
что равновесие наступит при прежнем заданном значении тока, по
при новом значении расстояния между обмотками /0.
Так, например, в случае снижения напряжения сети ток при
сварке на автоматах с регуляторами напряжения дуги уменьшается.
В первый момент времени электромагнитная сила F уменьшится
и, следовательно, вес подвижной системы G станет больше силы F.
Подвижная обмотка начнет опускаться, и расстояние между обмот
Трансформаторы с подвижными обмотками
179
ками уменьшится. Вследствие этого индуктивное сопротивление
трансформатора будет уменьшаться, а ток возрастет. Когда ток
достигнет заданного значения, наступит новое положение равнове-
Фиг. 92. Общий вид трансформатора
СТР-1000-П:
1 — сердечн ик; 2 — вентилятор; 3—выводы пер-
вичной обмотки; 4 — подвижная первичная
обмотка; 5 — подвижной шток; 6— неподвижная
вторичная обмотка; 7 — выводы вторичной
обмотки; 8 — кран воздухопровода; 9 — попла-
во к; 10 — воздух; 11 — масло.
сия, и режим сварки будет
восстановлен.
При повышении напряже-
ния сети и соответствующем
увеличении тока, наоборот,
электромагнитная сила F
станет больше веса G (F>G),
что приведет к подъему по-
движной обмотки и, следова-
тельно к автоматическому
снижению тока до заданного
значения.
Фиг. 93. Схема сил, действую-
щих на подвижную обмотку
трансформатора СТР-1000-П.
Таким образом, в транс-
форматорах СТР-1000-П при
изменении напряжения сети
в пределах от +5 до —15% од номинального значения авто-
матически поддерживается заданный ток.
Поплавок, погруженный в масло, служит успокоителем вибраций
подвижной системы, возникающих при кратковременных периоди-
ческих колебаниях режима сварки или под действием пульсирующих
сил F.
Настройка заданного значения сварочного тока производится
путем компенсации части веса подвижных частей. Степень компенса-
ции веса регулируется путем изменения объема воздуха под колоко-
лом, погруженным в масло. Пространство (фиг. 92) под колоколом
при помощи трехходового крана, расположенного на передней
стенке кожуха, сообщается либо с сетью сжатого воздуха, либо
12*
180
Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием
с атмосферой. Чем больше объем воздуха под колоколом, тем больше
компенсируется вес подвижной системы,, т. е. тем меньше заданное
значение тока.
Таким образом, процесс настройки тока в трансформаторе
СТР-ЮОО-П состоит в следующем (фиг. 92). Поплавок полностью
заполняется воздухом, и подвижная система поднимается вверх.
Сварочная цепь закорачивается. Затем при помощи трехходового
крана выпускают воздух из-под поплавка, т. е. увеличивают ток
до тех пор, пока амперметр не покажет заданное значение тока.
После этого закрывают кран. В трансформаторе СТР-ЮОО-П нет
указателя устанавливаемого тока. Поэтому предварительную на-
стройку тока можно производить лишь при коротко замкнутой сва-
рочной цепи, как было описано выше. Время настройки, т. е. время
заполнения и выпуска воздуха из-под поплавка, сравнительно
велико, что мало удобно в эксплуатации.
Как было указано в первом разделе, автоматы с независимой
скоростью подачи электродной проволоки основаны на принципе
саморегулирования дуги. Саморегулирование дуги является резуль-
татом изменения скорости плавления электрода в основном вследствие
изменения сварочного тока. Трансформатор СТР-ЮОО-П поддер-
живает сварочный ток неизменным, что замедляет саморегулирова-
ние дуги и делает процесс сварки неустойчивым. Поэтому трансфор-
маторы СТР-ЮОО-П не могут быть использованы в большинстве
случаев для питания автоматов с независимой скоростью подачи
электродной проволоки. Эти трансформаторы предназначены в основ-
ном для автоматов с регуляторами напряжения дуги, для работы
которых саморегулирование дуги не имеет существенного значения.
Только при повышенной плотности тока в электроде, когда на ско-
рость плавления, т. е. на процесс саморегулирования, существенное
влияние начинает оказывать также изменение напряжения дуги,
трансформатор СТР-ЮОО-П может быть использован для питания
автоматов с независимой (постоянной) скоростью подачи электродной
проволоки.
Трансформаторы типа СТР — сложнее в изготовлении, а габа-
ритные размеры, вес и расход активных материалов в них больше,
чем у трансформаторов ТСД (см. табл. 5). Достоинством трансформа-
торов СТР является устройство для автоматического поддержания
постоянства режима сварки и бесшумная и надежная работа регу-
лирующего устройства.
Сварочные трансформаторы с подвижными обмотками широко
применяются в зарубежной технике. Выпускаемые американской
фирмой Дженерал Электрик Компани (GEC-General Electric Company)
трансформаторы для ручной дуговой сварки имеют подвижную
первичную обмотку, перемещаемую вручную при помощи винтового
механизма.
Новая серия сварочных трансформаторов этой фирмы на
300, 400 и 500 а (выпуск 1955 г.) имеет броневой сердечник и регу
Трансформаторы с подвижными обмотками
181
лирующее устройство, аналогичные изображенным на схеме фиг. 86.
В трансформаторах этой серии применяются облегченные алюми-
ниевые обмотки с кремнийорганической термостойкой изоляцией,
что повышает использование активных материалов и снижает вес
трансформатора. Для уменьшения вибраций применено специальное
крепление подвижной обмотки с демпфирующим устройством в виде
эластичной резиновой прокладки.
Регулирование режима в трансформаторах Дженерал Электрик
комбинированное: плавное — путем перемещения подвижной обмотки,
и двухступенчатое — при помощи секционирования вторичной об-
мотки. Благодаря этому кратность регулирования тока достигает 8—
10. Напряжение холостого хода на первой ступени (малые токи) 75 в,
на второй ступени 65 в. Для облегчения зажигания и стабили-
зации дуги при малых токах (нижний предел регулирования) транс-
форматоры могут снабжаться специальным устройством для авто-
матической форсировки сварочного тока при коротком замыкании.
Благодаря этому устройству в момент касания электрода с деталью
уменьшается сопротивление сварочной цепи и значительно увели-
чивается ток короткого замыкания по сравнению с рабочим током
(в 3—4 раза). Форсировка тока длится около 0,25 сек., что вполне
достаточно для усиления нагрева торца электрода и детали в месте
контакта. После зажигания дуги автоматическое устройство выклю-
чается и ток снижается до нормальной величины, заданной на-
стройкой трансформатора.
Охлаждение трансформаторов естественное, воздушное.
Трансформаторы на 400 и 500 а могут снабжаться конденсаторами
для повышения коэффициента мощности и снижения тока, потреб-
ляемого из силовой питающей сети.
ГЛАВА IX
МНОГОПОСТОВЫЕ СВАРОЧНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ МНОГОПОСТОВОЙ СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ
В крупных сварочных цехах стационарные рабочие места свар-
щиков, называемые сварочными постами, могут быть расположены
отдельными группами на небольшом расстоянии друг от друга.
В этом случае можно применить систему питания группы постов
от одного источника — многопостового сварочного трансформатора.
Посты подключаются к трансформатору параллельно друг другу.
Основным условием устойчивой работы при многопостовом питании
является независимость режима работы каждого поста от работы
остальных постов. Для достижения этого необходимо, чтобы напря-
жение источника питания не изменялось с изменением нагрузки,
т. е. внешняя характеристика источника должна быть жесткой.
Допускается изменение напряжения не более 3—5% от номиналь-
ного значения. Действительно, всякое изменение режима работы
какого-либо поста вызывает изменение общей нагрузки источника
питания. При падающей внешней характеристике изменение нагрузки
неизбежно влечет за собой изменение напряжения источника питания.
Вследствие этого одновременно изменяется режим работы других
постов. Так, включение или выключение одного из постов или изме-
нение его сопротивления вызывает изм'енение тока в других дугах.
Такое же действие оказывает изменение длины или напряжения
одной из дуг.
Если на одном или нескольких рабочих местах производится
сварка, то напряжение источника при падающей внешней харак-
теристике будет значительно ниже напряжения холостого хода.
Вследствие этого возбуждение новой дуги будет практически невоз-
можно. Помимо этого, если возбуждать дугу путем предварительного
короткого замыкания, то напряжение источника еще больше снизится,
что может привести к угасанию других горящих дуг.
Следовательно, источники питания, имеющие падающую харак-
теристику, непригодны для многопостовой сварки.
Для устойчивости отдельных дуг, однако, необходимо, чтобы
с увеличением тока дуги напряжение на данном дуговом промежутке
снижалось. Поэтому каждый пост подключается к источнику пита-
ния последовательно через отдельный дроссель (фиг. 94). Дроссель
служит также для регулирования режима сварки.
Основные особенности многопостовой системы питания
183
Многопостовой трансформатор представляет собой одно- или
трехфазный понижающий трансформатор с малым рассеянием,
благодаря чему внешняя характеристика его будет жесткой.
Применение мощных однофазных многопостовых трансформаторов
па большое количество постов (больше трех) создает значительную
неравномерность загрузки трехфазной силовой сети цеха. Поэтому
многопостовые трансформаторы целесообразно применять в трех-
фазном исполнении.
Коэффициент использования оборудования при многопостовой
системе питания значительно увеличивается. Каждый сварочный
Фиг. 94. Схема питания сварочных пос-
юв от многопостового сварочного транс-
форматора:
МТ — трехфазный многопостовой сварочный
трансформатор; Д р — дроссель; nlt П2,
П3 — сварочные посты.
пост часть времени работает вхолостую. При смене электрода,
зачистке шва, смене детали и т. п. сварочная цепь размыкается.
Однопостовые трансформаторы для ручной дуговой сварки во время
перерывов обычно работают вхолостую и потребляют энергию бес-
полезно. Средний коэффициент загрузки оборудования при одно-
постовом питании не превышает 60—70%.
Мпогопостовой трансформатор может быть загружен на полную
мощность и не иметь холостого хода. Так как все посты не работают
одновременно, то к трансформатору можно подключить такое коли-
чество постов, суммарная мощность которых больше полной мощности
трансформатора.
Количество постов, которые могут быть подключены к много-
постовому трансформатору, определяется с учетом коэффициента
одновременности из следующего соотношения:
m =
ЮООР^
(134)
|де Рт —мощность многопостового трансформатора в ква\
а — коэффициент одновременности работы постов; во избе-
жание перегрузки трансформатора при расчетах при-
нимают значение а 0,6;
184
Многопостовые сварочные трансформаторы
?1Г — к. п д. многопостового трансформатора;
1р — средний рабочий ток одного поста;
uQ — вторичное напряжение трансформатора.
Следовательно, установленная мощность при многопостовой си-
стеме питания составляет 0,6—0,75 суммарной установленной мощно-
сти всех однопостовых сварочных трансформаторов, питающих
одинаковое количество постов.
Благодаря отсутствию холостого хода и полной загрузке средний
к. п. д. мощного многопостового трансформатора выше, чем одно-
постового (т]г 0,9 -ч- 0,95).
Первоначальные затраты на оборудование составляют около 40—
50% расходов на однопостовые трансформаторы. При многопостовой
системе уменьшаются расходы на ремонт и обслуживание, а также
сокращается площадь, занимаемая оборудованием. Сравнительные
данные по стоимости эксплуатации показывают, что для многопостовой
системы питания расходы составляют около 70—75% аналогичных
расходов при однопостовой системе.
Основными недостатками многопостовой системы питания
являются сложность распределения энергии и сравнительно большие
потери напряжения и энергии в низковольтной сварочной сети. При
слишком большом количестве постов, питаемых от одного многопо-
стового трансформатора, сечение главной магистрали, подводящей
ток к постам, будет очень большим, что затрудняет монтаж маги-
страли и требует большой затраты проводов.
Как известно, индуктивное сопротивление длинных магистралей
большого сечения сравнительно велико. Вследствие этого потери
напряжения в сварочной цепи при многопостовой системе питания
значительно больше, чем при однопостовой системе. В некоторых
случаях зажигание дуги будет затруднено. Потери энергии в низко-
вольтной сварочной сети, нагруженной большим током, также воз-
растают, что снижает общий к. п. д. многопостовой системы питания.
Следует также отметить, что авария многопостового трансфор-
матора вызывает простой большого количества постов. Во избежание
этого необходимо иметь резервные трансформаторы, что увеличивает
затраты на оборудование.
Указанные недостатки ограничивают применение многопостовых
трансформаторов. По этим же причинам количество постов, питаемых
от многопостового трансформатора, обычно не превышает 9—12.
§ 2. СХЕМЫ И КОНСТРУКЦИЯ МНОГОПОСТОВОГО ТРАНСФОРМАТОРА
На фиг. 94 изображена типовая схема питания постов от много-
постового трехфазного сварочного трансформатора. Ввиду возможной
неравномерной нагрузки фаз при сварке применяют соединение обмо-
ток многопостового трансформатора в треугольник — звезду с ну-
левым проводом, как у трансформаторов для осветительной нагрузки.
Сердечник трансформатора трехстержневой; на каждом стержне
Схемы и конструкция многопостового трансформатора
185
о а
Фиг. 95. Схема обмоток трехфаз-
ного многопостового сварочного
трансформатора завода «Электрик».
расположены цилиндрические катушки первичной и вторичной
обмоток. Вторичное фазовое напряжение (70, как и у однопостовых
источников питания, в большинстве случаев равно 65—70 в, что
вполне достаточно для устойчивого возбуждения и непрерывного
горения дуги переменного тока. В целях более равномерного рас-
пределения нагрузки число постов, на которое рассчитывается
многопостовой трансформатор, обычно кратно трем (3, 6, 9 и т. д.
постов). Отдельные посты распре-
деляются равномерно по фазам и
подключаются последовательно через
дроссель к линейному и нулевому
проводам.
Работа и регулирование режима
отдельных постов при многопосто-
вой системе питания происходит так
же, как при питании поста от одно-
постового трансформатора с отдель-
ной реактивной катушкой - дроссе-
лем. Поэтому при многопостовой си-
стеме применяются такие же дрос-
сели, как и для однопостовых
трансформаторов.
На заводе «Электрик» в 30-х
годах был разработан трехфазный
многопостовой трансформатор мощ-
ностью 166 ква, номинальное первич-
ное напряжение = 380 в, вто-
ричное фазовое напряжение 68,6 в,
вторичный ток (фазовый) при нагруз-
ке 800 а. Охлаждение естественное,
воздушное. Схема обмоток многопостового трехфазного свароч-
ного трансформатора, разработанного заводом «Электрик», пока-
зана на фиг. 95. Соединение обмоток трансформатора производи-
лось в соответствии со схемой на фиг. 94. На фиг. 94 и 95 приняты
одинаковые обозначения выводов обмоток. Для переключения обмоток
при снижении напряжения первичной сети сделаны три вывода от
начала каждой катушки первичной обмотки. Соединяя перемычками
концы обмоток А, В и С с соответствующими выводами z, х и у,
получали три ступени включения первичной обмотки для разных
значений напряжения сети(7г Благодаря этому вторичное напряжение
трансформатора изменялось незначительно при изменении напряже-
ния сети (71.
Некоторые многопостовые трансформаторы, выпускаемые в на-
стоящее время за границей, например в Англии, имеют масляное
охлаждение как самого трансформатора, так и дросселей. Для улуч-
шения коэффициента мощности и снижения тока, потребляемого из
силовой первичной сети, многопостовые трансформаторы, выпускае-
186
Многопостовые сварочные трансформаторы
мые за границей, снабжаются отдельным блоком конденсаторов,
которые включаются параллельно первичным обмоткам.
Мощные однопостовые сварочные трансформаторы с нормальным
рассеянием, имеющие отдельный дроссель, мотут быть использованы
в случае необходимости для питания нескольких постов (2—3 поста).
Как было показано в главе VII, внешняя характеристика такого
трансформатора (без дросселя) будет достаточно жесткой. Следова-
тельно, возможна независимая работа нескольких постов, которые
подключаются к однопостовому трансформатору параллелг > о друг
другу. Регулирование режима работы каждого поста производится,
как обычно, отдельным дросселем. К таким схемам питания сварочных
постов прибегают при временной нехватке оборудования, а также
в тех случаях, когда имеющиеся сварочные трансформаторы вс могут
быть достаточно полно загружены при однопостовой системе питания.
В СССР, а также в США многопостовые трансформаторы в на-
стоящее время не применяются. В некоторых европейских странах,
например в Англии, выпускается небольшое количество многспосто-
вых трансформаторов. Однако они имеют весьма ограниченное при-
менение.
ГЛАВА X
СПЕЦИАЛЬНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ И СХЕМЫ ПИТАНИЯ
ДЛЯ СВАРКИ ТРЕХФАЗНОЙ ДУГОЙ И ДВУХДУГОВОЙ
СВАРКИ
При трехфазном питании дуг возможны три варианта двухэлек-
гродной многодуговой сварки:
1) сварка трехфазной дугой, состоящей из трех отдельных
дуг, имеющих общую газовую полость и плавильное пространство;
2) сварка двумя однофазными дугами между каждым электро-
дом и изделием, имеющими общее плавильное пространство;
3) сварка двумя однофазными дугами между каждым электро-
дом и изделием с раздельными плавильными пространствами и га-
зовыми полостями.
В зависимости от настройки режима трехфазной сварочной цепи
и расстояния между электродами можно получить при одной и той
же схеме трехфазного питания любой из указанных вариантов
двухэлектродной сварки.
Первый вариант является типовым случаем сварки трехфазной
дугой, в то время как два других варианта относятся к разновид-
ностям двухдуговой сварки при трехфазном питании дуг.
Возможен также четвертый вариант, когда горит только одна
независимая (косвенная) дуга между двумя электродами. При трех-
фазном питании дуг этот вариант следует признать нерациональ-
ным; его гораздо проще осуществить от однофазного источника
литания, подключенного к обоим электродам; изделие при этом в
сварочную цепь не включается.
В главе II было показано, что сварка трехфазной дугой по сравне-
нию с однодуговой сваркой обладает рядом важных преимуществ.
К ним относятся в первую очередь возможность раздельного регу-
лирования режимов плавления эдектродов и свариваемого изде-
лия, а также повышенная устойчивость трехфазной дуги.
Поэтому в настоящей главе основное внимание будет уделено
анализу соотношений в цепи, содержащей трехфазную сварочную
дугу, и дано описание схем источников ее питания.
188 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
§ 1. ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ В ЦЕПИ, СОДЕРЖАЩЕЙ ТРЕХФАЗНУЮ
СВАРОЧНУЮ ДУГУ
Принципиальная схема питания и сварочная цепь при автома-
тической сварке трехфазной дугой изображена на фиг. 96. В качестве
источника питания на фиг. 96 показана схема, состоящая из двух
однофазных трансформаторов СТ, соединенных в открытый треуголь-
ник, с тремя дросселями Др в линиях сварочной цепи (см. ниже §3).
Фиг. 96. Принципиальная схема питания при автоматической сварке трехфазной
дугой:
CTit СТ2 — однофазные сварочные трансформаторы; Др —дроссели; Д —трехфазная дуга;
1, 2 —электроды; 3 — изделие; М — ролики механизма подачи электродной проволоки;
Р — редуктор; Дв — двигатель механизма подачи электродной проволоки.
Однако приведенные ниже соотношения будут справедливы и для
других схем источника питания, если линейные напряжения пита-
ния остаются постоянными при изменении нагрузки.
При анализе основных соотношений примем следующие допу-
щения. Система э. д. с. и напряжений источника или схемы питания
принимается симметричной. Трехфазная дуга рассматривается как
несимметричная нагрузка из нелинейных активных сопротивле-
ний, включенных в треугольник. Для упрощения анализа действи-
тельные кривые тока и напряжения дуг заменяются эквивалентными
синусоидами, причем считаем коэффициент мощности дуги Хд = 1
(см. главу II), полагая, что векторы токов и напряжений отдельных
дуг совпадают по фазе. При указанных допущениях анализ основ-
ных соотношений между токами и напряжениями в трехфазной
сварочной дуге можно произвести на основе построения векторных
диаграмм, подобных изображенным на фиг. 25 и 97.
Соотношения в цепи, содержащей трехфазную сварочную дугу 189
Наиболее типичным режимом трехфазной сварочной дуги, как
уже указывалось в главе II, является равенство токов в электродах
и равные напряжения зависимых дуг:
Л = /2 = /э.
U23 ~ t/31 = U дз>
где 19 — ток в электродах;
Ud3 — напряжение зависимых дуг.
Этот режим можно назвать режимом с осевой симметрией
токов и напряжений.
Векторные диаграммы токов и напряжений дуг для указанного
режима, построенные по методике, изложенной в главе II, пока-
заны на фиг. 97.
Из векторных диаграмм на фиг. 97 можно определить зависи-
мость фазных токов отдельных дуг от отношений линейных токов
km и напряжений дуг kH.
Из треугольника линейных трков на фиг. 97, а следует, что
^^7L = -7r^Tt = 2cosTi’ (135)
JI 7 2 1Э *
где /3 = 1и — ток в линейном проводе, присоединенном к изделию;
ат — угол между векторами токов в электродах.
Аналогично из треугольника напряжений (фиг. 97, б)
^=ua==^2==^ = 2cos-T’ (136)
4 и 23 и 31 идз *
где UdH = U12 — напряжение независимой дуги;
&н— угол между векторами напряжений зависимых дуг.
190 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
Согласно построениям на фиг. 97, а также следует, что
т ___ I __ I____ и
1 дз — 7 23 — 7 31 — >
2 sin-"-
откуда, учитывая, что Iа = 19km, а
sin -у- ~ 1 — cos2 -у-
получим
I э^пг
I дз
(137>
где 1дз — фазный ток в зависимых дугах.
Фазный ток /12 в независимой дуге между электродами, согласно
фиг. 97, а, можно определить из следующего выражения:
/12 = /1Sin^-Z31cos^-.
Подставляя в это выражение значения cos у И731=--/йз из урав-
/ Г2’
нений (136) и (137), а также заменяя sin-у? = 1/ 1--у, получим
после преобразований
= = ---£=\ • (138>
\ 1/ 4— К
где 1дн — ток в независимой дуге.
Фазные токи в отдельных дугах и их соотношение определяют
как общую мощность трехфазной дуги, так и распределение мощ-
ности между отдельными дугами. Это, в свою очередь, определяет
форму шва (ширина и глубина проплавления, высота валика) и соот-
ношение между основным и наплавленным металлом в сварном шве.
Мощность зависимых дуг при допущении, что коэффициент мощ-
ности = 1, определится из уравнения
^дз
U дз^ дз
U дз' Iэ^т
4-^2
(139)
Аналогично мощность независимой дуги Рдн и общую мощность
трехфазной дуги Рд0 можно определить из уравнений
Р J J т Удн^э / <7 kmkH
*дн — иен1дн — 2 у m--------------Г 72
\ 1/ 4 —
(140)
Соотношения в цепи, содержащей трехфазную сварочную дугу 191
И
Рдо^2Рдз + Рдн^2-^^+^^/4^т-^^. (141)
Анализируя уравнения для фазных токов и мощностей отдель-
ных дуг, можно сделать следующие выводы.
Величины и соотношения токов и мощностей отдельных дуг
зависят не только от абсолютных значений токов в электродах и на-
пряжений дуг, но определяются также величинами km и kH. Изме-
няя эти величины, можно изменять распределение токов и мощности
отдельных дуг и тем самым раздельно регулировать процессы плав-
ления электродов и изделия.
С увеличением отношения тока в изделии к току в электродах
km увеличиваются ток и мощность зависимых дуг, а мощность неза-
висимой дуги уменьшается. При этом глубина проплавления будет
расти.
При увеличении отношения напряжений kH за счет увеличе-
ния напряжения независимой дуги или при уменьшении длины
и напряжения зависимых дуг ток и мощность зависимых дуг уве-
личиваются, что также приводит к увеличению глубины проплав-
ления.
При малых значениях коэффициента km, когда мощность неза-
висимой дуги относительно велика, изменение напряжения зависи-
мых дуг или величины kH сравнительно слабо влияет на изменение
токов и мощности зависимых дуг. Однако глубина проплавления
изменяется при этом более заметно. Это объясняется тем, что при
укорочении зависимых дуг мощная независимая дуга приближается
к поверхности изделия, что, естественно, должно увеличить про-
плавление основного металла.
Таким образом, изменяя величину и отношения токов в элек-
тродах и изделии, а также напряжения независимой и зависимых
дуг, можно в широких пределах раздельно регулировать режимы
плавления электродов и изделия.
Изменение величины kH и km допустимо лишь в некоторых тех-
нологически возможных пределах. При слишком малых значениях
коэффициента kH напряжение независимой дуги может быть ниже
минимума, при котором возможно существование дугового разряда.
Коэффициент kH не может также превосходить определенной вели-
чины, так как при этом напряжение независимой дуги или длина
ее будут слишком большими, что равносильно обрыву и угасанию
независимой дуги. Помимо этого, при больших значениях kH ток
независимой дуги настолько мал, что устойчивый дуговой разряд
между электродами станет невозможным. Следовательно, в этом
случае практически будет иметь место двухдуговой режим. Теоре-
тически двухдуговой режим возникает при таких значениях km
и kH, когда ток независимой дуги равен нулю, а токи в зависимых
192 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
дугах будут равны токам в электродах. Такой режим соответст-
вует переходу от сварки трехфазной дугой, обладающей свойством
раздельного регулирования процессов плавления, к сварке двумя
однофазными дугами, токи и напряжения которых сдвинуты по фазе
на угол 60°.
Согласно уравнениям (137) и (138), токи 1дз = 1Э и 1дн = 0, если
__ ।
4~kH
И
4 — k2m —
откуда можно определить соотношение между km и kH для двух-
дугового режима:
km + -• 4.
Из этого общего соотношения следует, что
имеет место также в частном случае, когда
двухдуговой режим
km=^V3 и £„= 1.
Режим сварки двумя однофазными дугами при трехфазном
питании практически получается при отсутствии дросселя в цепи
изделия (z3 0), так как при такой схеме питания в большинстве
случаев km^l,73 и kH = 1. Устойчивый двухдуговой режим, без
независимой дуги между электродами возможен лишь тогда, когда
электроды раздвинуты так, что расстояние между ними, устанав-
ливающееся в процессе плавления, будет, как показали исследова-
ния, не менее 10 мм. Разность потенциалов между электродами
при этом будет равна напряжению зависимых дуг.
Следует отметить, что схема без дросселя в цепи, подключен-
ной к изделию, была до недавнего времени сравнительно широко
распространена в практике. Однако, как указывалось выше, в боль-
шинстве случаев этот вид сварки нельзя отнести к сварке трехфаз-
ной дугой; он является лишь разновидностью многодуговой сварки
двумя однофазными дугами.
§ 2. ПРИНЦИПЫ АВТОМАТИЗАЦИИ И МЕТОДЫ НАСТРОЙКИ РЕЖИМА
ТРЕХФАЗНОЙ СВАРОЧНОЙ ДУГИ
При наличии дросселя в цепи, присоединенной к изделию, если
расстояние между электродами, устанавливающееся в процессе
сварки, будет не более 8—10 мм, как правило, существует трех-
фазная дуга. При этом схема питания и потребитель — трехфазная
дуга образуют взаимно связанную систему. Режим горения каж-
дой из трех дуг, образующих трехфазную дугу, в значительной
Принципы автоматизации и настройка режима трехфазной дуги 193
степени зависит от режима горения других дуг. Поэтому настройка
и поддержание постоянства режима трехфазной дуги гораздо слож-
нее, чем при однофазной сварке.
Схему, изображенную на фиг., 96, характеризуют двенадцать
величин: три линейных напряжения источника питания— Uab, Ubc>
Uса\ три сопротивления—Zi, Z2, Z3; три напряжения дуги — (712,
(/2з, t/зх и ТРИ линейных тока—Л, /2, /3.
Три напряжения источника питания являются независимыми и
обычно неизменными параметрами системы. Другие три величины—
сопротивления дросселей в трехфазной сварочной цепи—также яв-
ляются независимыми переменными параметрами, изменяемыми
лишь при настройке режима. Остальные шесть величин — токи
в электродах и изделии и напряжения отдельных дуг, определяю-
щие режим трехфазной дуги, представляют собой взаимно зави-
симые переменные величины, причем изменение одной из этих вели-
чин приводит обычно к соответствующему изменению всех осталь-
ных величин.
На основе теории многофазных цепей переменного тока можно
выразить соотношения между параметрами и величинами в трех-
фазной сварочной цепи следующей системой уравнений:
^аЬ+ОЬс^йса=0; (1)
^12 + ^23 + ^3i -• 0; (2)
Л 4- А + /3 = 0; (3)
(J12 = uab-i1zl + i^- (4) (142)
^23 — UЪС- 12^2 + /З^З* (5)
= (6)
Следует отметить, что все величины, входящие в указанную
систему уравнений, характеризуются не только модулем или абсо-
лютной величиной, но определяются также фазовым углом. Вслед-
ствие этого для аналитического выражения всех указанных соотно-
шений необходимо иметь дополнительно систему уравнений, свя-
зывающую 12 фазовых углов, что еще более усложняет расчет трех-
фазной сварочной цепи.
В приведенной выше системе уравнений независимыми равен-
ствами являются уравнения (1) —(3). Из уравнений (4)—(6) незави-
симыми равенствами будут любые два уравнения, так как третье
уравнение является следствием остальных.
Анализируя систему уравнений (142), можно заметить, что
независимые параметры (напряжения источника питания и сопро-
тивления дросселей) однозначно определяют только три из шести
зависимых величин при условии, что остальные три величины будут
заданы при помощи системы автоматического регулирования или
поддерживаются на заданном уровне каким-либо другим путем.
13 Рабинович 22
194 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
Действительно, для определения сварочных токов Д, /2, 1%
имеются только три независимых равенства: уравнение (3) и любая
пара уравнений (4), (5), (6). Как следует, например, из уравнений
(3), (4) и (5), сопротивления дросселей определяют токи однозначно
лишь при условии, что напряжения дуг будут при этом неизмен-
ными.
Для определения напряжений дуг имеются также только три
независимых равенства, например, уравнения (2), (4) и (5), причем
сопротивления дросселей будут однозначно определять величину
напряжений дуг лишь при условии, что линейные токи остаются
неизменными. Следовательно, для однозначной настройки и поддер-
жания постоянства режима сварки трехфазной дугой три из шести
зависимых величин, определяющих режим, необходимо автомати-
чески или вручную поддерживать на заданном уровне.
В существующих автоматах для сварки трехфазной дугой элек-
тродные проволоки подаются с равной и независимой от параметров
дуги скоростью.
Как показали исследования [32], [35], в результате саморегу-
лирования величина тока в обоих электродах поддерживается по-
стоянной, причем ток в основном зависит от скорости подачи элек-
тродной проволоки так же, как это имеет место при однофазной
автоматической сварке.
Остальные четыре величины — ток в изделии и напряжения
дуг зависят от сопротивлений Z и отношения напряжений kH9
как это следует из системы уравнений (142) и уравнений (135)—(138),
определяющих токи зависимых дуг и их фазу. При заданном от-
ношении напряжений kH величину тока в изделии в основном опре-
деляет сопротивление дросселя Z3 в цепи, подключенной к изделию.
Эта зависимость особенно отчетливо проявляется в том случае,
когда преобладающим в сопротивлении Z является индуктивное
сопротивление.
На фиг. 98 приведены кривые изменения сопротивлений г при
настройке тока в изделии для неизменных токов в электродах 19 =
= 600 а и постоянных напряжений дуг. Как видно из фиг. 98, для
увеличения тока в изделии необходимо уменьшить сопротивление z3,
а сопротивления и z2 при этом должны быть лишь незначительно
увеличены. Пределом изменения тока в изделии является случай,
когда z3 = 0, а сопротивление остальных участков цепи невелико.
Ток в изделии для такого режима будет в 1,6—1,73 раза больше
тока в электроде; независимое регулирование тока в изделии при
этом невозможно. Как было показано выше, при г3 = 0и km % 1,73
практически возможен лишь двухдуговой режим, так как ток в неза-
висимой дуге будет очень мал.
При расположении электродов под углом отношение между
напряжениями дуг kH зависит от отношения длин отдельных
дуг, которые в значительной степени зависят от отношений рас-
стояний между электродами и между каждым электродом и изде-
Принципы автоматизации и настройка режима трехфазной дуги 195
лием. В процессе плавления электродной проволоки, когда скорость
плавления равна скорости подачи, между этими расстояниями уста-
навливается определенное соотношение. Это соотношение зависит
Фиг. 99. Схема взаимного
расположения электрод--
ных проволок и изделия,
при автоматической свар--
ке трехфазной дугой.
Фиг. 98. Изменение сопротивлений линий трехфазной сва-
рочной цепи при настройке тока в изделии: 1Э = Л =
— I2 ~ 600 a; kH = 0,89; 4/0 — 70 в.
не только от параметров сварочной цепи, но обусловливается также
конструктивными геометрическими параметрами сварочной головки
и ее расположением по отношению к изде-
лию.
Допустим, что угол между осями элек-
тродов равен 6, а сварочная головка распо-1
ложена над изделием так, что точка nepe-j
сечения осей токоподводов и электродов
находится на расстоянии Ло от поверхности
изделия (фиг. 99). Если точка пересечения
осей лежит под поверхностью свариваемого
изделия, то fi0 полагают отрицательным.
Будем измерять расстояния /12, /23 и /31,
как показано на фиг. 99.
На схеме фиг. 99 для наиболее типового
режима, когда напряжения зависимых дуг
равны, расстояние обоих электродов от изде-
лия одинаково, т. е. /23 = /31. Тогда между
расстояниями 112 и’ /23 или /31 имеет место
следующее соотношение, зависящее от угла
^ = 2(/31 - A0)tg-|-- (143)
Из уравнения (143) следует, что при неизменном расстоянии
4з = Аи расстояние между электродами /12 увеличивается
13*
196 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
с уменьшением Ло. Полагая, что напряжения дуг в известной степени
пропорциональны расстояниям /i2, /23 и /31, можно сделать весьма
важный вывод, что с уменьшением Ло возрастает UdH = U12 и, сле-
довательно, возрастает отношение kH =
U дз
При заданных значениях сопротивлений z с увеличением коэф-
фициента kH увеличивается ток зависимых дуг и ток в изделии. Таким
образом, каждому значению Ло соответствуют определенные зна-
чения коэффициента kH и токов в дугах и изделии. Следовательно,
величина Ло является своеобразным независимым задающим пара-
метром, определяющим, так же как и сопротивления z, четыре
зависимые величины, характеризующие режим трехфазной дуги:
(Л2, ^з1 и Лг Изменение Ло можно производить путем
подъема или опускания сварочной головки. Аналогичное действие
оказывает раздвижение и сближение электродов, а также измене-
ние угла 9 между электродами, причем раздвижение электродов
и уменьшение угла 9 эквивалентны уменьшению относительной
величины Ло.
Влияние изменения Ло на режим трехфазной дуги подтверждается
опытом [32 ]. На фиг. 100 приведены опытные кривые изменения
линейных и фазных токов, а также напряжений отдельных дуг
в зависимости от величины ZU12, на которую раздвигаются или сбли-
жаются электроды. Для упрощения опытов в сварочную цепь вместо
дросселей были включены балластные активные сопротивления
(/?i = /?2 = ^з). Как видно из кривых на фиг. 100, изменяя расстоя-
ние между электродами и, следовательно, изменяя величину Ло,
можно регулировать режим трехфазной дуги и в первую очередь
увеличивать или уменьшать ток в изделии. С уменьшением hQ или
увеличением расстояния между электродами (Д/Х2 > 0) ток в из-
делии, токи в зависимых дугах и напряжение независимой дуги
увеличиваются, а напряжение зависимых дуг и ток в независимой
дуге уменьшаются (kH увеличивается).
Из фиг. 100 также следует, что при раздвижении электродов
более чем на 6—8 мм ток в независимой дуге становится очень малым,
т. е. практически имеет место двухдуговой режим. Действитель-
ное расстояние между электродами при этом будет около 10—
12 мм.
Результаты исследований сварки трехфазной дугой [32], [35],
выполненные в б. Секции электросварки АН СССР, позволили
сделать ряд важных выводов о способах регулирования и настройки
режима трехфазной дуги.
Для облегчения настройки и поддержания стабильности режима
трехфазной дуги необходимо автоматически регулировать величину
/г0 или расстояние между электродами. В противном случае уста-
новленное перед сваркой расстояние между электродами может
не соответствовать настраиваемому режиму: ток в изделии может
быть отличным от требуемого, а электроды могут в процессе сварки
Принципы автоматизации и настройка режима трехфазной дуги 197
соприкасаться, замыкая независимую дугу. Режим сварки будет
неустойчивым. Подобные нарушения режима особенно заметны при
малых углах 6 и больших диаметрах электрода. Помимо этого,
однажды настроенный режим может быть нарушен, если расстоя-
ние между головкой и изделием в про-
цессе сварки по каким-либо причинам
изменяется. Действительно, при этом
изменится величина Ло, что, в свою
очередь, приведет к значительным от-
клонениям тока в изделии и напряже-
ний отдельных дуг. Эти отклонения
могут вызвать нарушение стабильности
трехфазной дуги.
Для устранения указанных недостат-
ков, затрудняющих применение свар-
ки трехфазной дугой, необходимо авто-
матически регулировать расстояние
между головкой и изделием или рас-
стояние между электродами. Тем самым
автоматически будет поддерживаться
неизменный ток в изделии. Принцип
автоматизации сварки трехфазной ду-
гой, заключающийся в сочетании
саморегулирования токов в электро-
дах с принудительным автоматическим
регулированием тока в изделии, был
разработан в б. Секции электро-
сварки АН СССР [32].
Скелетная схема регулятора тока
в изделии изображена на фиг. 101 [32].
На вход измерительного органа 1
регулятора при изменении тока в изде-
лии подается сигнал. Этот сигнал ра-
вен разности задающего напряжения
U3 и напряжения на сопротивлении во
вторичной обмотке трансформатора то-
ка 4, включенного в цепь 5, присое-
диненную к изделию 7; при подаче
сигнала на измерительный орган 1
включается двигатель 2. Двигатель 2
при помощи механической передачи 3
и шарнирной системы 8 изменяет рас-
Фиг. 100. Изменение токов и
напряжений в трехфазной сва-
рочной цепи при раздвижении
и сближении электродных про-
волок и изменении величины
Ло [32]:
и0 = 70 в; флюс ОСЦ-45; 0 = 13°;
d3 == 4 мм.
стояние между электродами 6, т. е. сближает или раздвигает их до
тех пор, пока отклонение.тока в изделии не отработается и ток не
достигнет заданной величины в пределах точности работы регуля-
тора.После отработки отклонения тока в изделии двигатель 2
выключается.
198 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
Автоматическое регулирование трех линейных токов стабили-
зирует режим трехфазной дуги и значительно упрощает настройку
и раздельное регулирование режима отдельных дуг.
Процесс настройки режима при автоматической сварке трех-
фазной дуги состоит в следующем. Токи в электродах настраиваются
путем установки соответствующей скорости механизма подачи
электродной проволоки. Так как обычно токи в электродах оди-
наковы, то скорости подачи их также равны. Путем соответствующей
настройки регулятора тока в изделии устанавливается требуемая
величина тока 1и=13.
Настройка напря-
жений отдельных дуг
производится путем из-
менения сопротивлений
Zi, z2, z3, причем из-
менение каждого из этих
сопротивлений преиму-
щественно влияет на
величину одного из на-
пряжений дуги, мало
изменяя остальные два
напряжения. Напряже-
ния зависимых дуг на-
страиваются путем из-
менения сопротивлений
Zi, z3, а напряжение не-
зависимой дуги — изме-
равных напряжениях
нением сопротивления Поэтому при
зависимых дуг сопротивления Zx и z2 обычно не равны, несмотря
на то, что токи в цепях, присоединенных к электродам, одинаковы.
Если 1, то z2 < ?i; при kH < 1 z2 > Zx. Указанные соотноше-
ния справедливы при последовательности подключения отдельных
фаз цепи к источнику питания, как показано на фиг. 96.
В случае изменения последовательности подключения фаз, напри-
мер, если фазы а и b поменять местами, то сопротивление Zx будет
влиять на величину напряжения независимой дуги, а сопротивле-
ние z2 — на величину напряжения одной из зависимых дуг. Сущ-
ность методов настройки от этого не изменяется. При отсутствии
специального автоматического регулятора тока в изделии необ-
ходимо вручную изменять расстояние между электродами одновре-
менно с регулированием отдельных дросселей так, чтобы ток в из-
делии при настройке оставался неизменным. Естественно, что на-
стройка режима в процессе сварки при этом несколько усложняется.
При ручной дуговой сварке двумя -спаренными электродами,
расположенными параллельно, расстояние между электродами не ме-
няется при изменении длины зависимых дуг. Расстояние между
каждым электродом и изделием и, следовательно, напряжение зави-
Схемы питания трехфазной дуги и специальные трансформаторы 199
симых дуг поддерживаются неизменными вручную, путем опуска-
ния электродов по мере их расплавления. Таким образом, напряже-
ния всех трех дуг при ручной сварке спаренными электродами
в известной мере будут заданы. Поэтому изменение сопротивлений z
в основном влияет на величину токов в электродах и изделии, при-
чем величины сопротивлений и z2 определяют токи в электродах,
а сопротивление zs — ток в изделии. Процесс настройки режима
ручной сварки трехфазной дугой с параллельным расположением
электродов проще, чем при автоматической сварке без регулятора
расстояния между электродами.
Фиг. 102. Соединение двух однофаз-
ных трансформаторов типа СТН,
ТСД или СТАН по схеме открытого
треугольника.
кото-
схема.
§ 3. СХЕМЫ ПИТАНИЯ ТРЕХФАЗНОЙ ДУГИ И СПЕЦИАЛЬНЫЕ ТРЕХФАЗНЫЕ
СВАРОЧНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ
Для питания трехфазной дуги применяются схемы, составлен-
ные из обычных однофазных сварочных трансформаторов, и спе-
циальные трехфазные трансформа-
торы.
Три одинаковых однофазных
трансформатора с тремя дросселями
могут быть соединены треугольни-
ком или звездой. Номинальная
мощность каждого трансформатора
должна быть не меньше х/3 общей
мощности трехфазной дуги,
рую будет питать такая
Линейные напряжения в трехфазной
сварочной цепи должны быть не
выше, чем при однофазной сварке.
Производительность одного поста
при сварке трехфазной дугой в 2—
2,5 раза больше производительности
одного постя в случае однофазной
сварки и одинаковых токах в элек-
тродах.
Поэтому в схемах с тремя трансформаторами количество необхо-
димого оборудования будет больше, чем в случае однофазной сварки
при одинаковой общей производительности постов.
Значительно чаще применяют схему из двух однофазных транс-
форматоров, соединенных в открытый треугольник, с двумя или
тремя дросселями, как показано на фиг. 96 и 102.
На фиг. 96 была показана схема соединения в открытый треуголь-
ник двух однофазных трансформаторов типа СТЭ с отдельными
дросселями. На фиг. 102 изображена такая же схема соединения
для трансформаторов в комбинации с реактивной катушкой типа
СТН—ТСД или с повышенным рассеянием типа СТАН. Следует
отметить, что однофазные трансформаторы выпускаются комплектно
200 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
с дросселями. Поэтому для осуществления схемы питания из двух
однофазных трансформаторов, соединенных в открытый треуголь-
ник, с тремя дросселями необходимо иметь отдельный дополнитель-
ный дроссель, включаемый в линию, присоединенную к изделию.
Можно осуществлять трехфазное питание дуг без дополнитель-
ного дросселя в фазе, присоединенной к изделию. Но в этом случае,
как было указано выше, практически в большинстве случаев будет
иметь место двухдуговая сварка.
Все три линейные напряжения при холостом ходе в схеме откры-
того треугольника будут симметричны и равны напряжению холостого
хода однофазного трансформатора. Номинальный ток однофаз-
ных трансформаторов должен быть равен номинальному линей-
ному току схемы питания, так как токи в фазе и линейных прово-
дах, присоединяемых к электродам, будут одинаковыми.
Номинальная мощность схемы питания Рсп определяется из урав-
нения
рсп^Уз и01н,
где 67О — напряжение холостого хода однофазного трансформатора;
/„ — номинальный ток однофазного трансформатора.
Номинальная мощность каждого из однофазных трансформа-
торов будет равна
Следовательно, в схеме питания, состоящей из двух однофазных
трансформаторов, соединенных в открытый треугольник, суммар-
ная номинальная мощность не может быть использована полностью,
так как Рсп < 2РН.
В схеме открытого треугольника для получения пределов регу-
лирования режима трехфазной дуги, одинаковых с однофазной
сваркой, необходимо, как показывают расчеты, сопротивления дрос-
селей однофазных сварочных трансформаторов уменьшить примерно
в УЗ раз.
Для питания автоматических установок для трехфазной двух-
электродной автоматической сварки и наплавки завод «Электрик»
разработал специальный трансформатор типа ТТСД-1000. Этот
трансформатор выполнен из двух однофазных трансформаторов
типа ТСД-1000-3, собранных в одном кожухе и включенных по схеме
открытого треугольника, которая была изображена на фиг. 102.
В качестве дополнительного дросселя, включаемого в цепь, подво-
дящую ток к изделию, могут быть использованы два отдельных
дросселя от трансформатора СТЭ-34 типа РСТЭ-34, включенные
между собой параллельно, или один дроссель РСТЭ-34, обмотка
которого разделена на две равные части, соединенные параллельно.
Номинальные данные трансформатора ТТСД-1000 определяются
номинальными данными трансформаторов ТСД-1000-3, из которых
он собран. Основные номинальные данные трансформатора
Схемы питания трехфазной дуги и специальные трансформаторы 201
Таблица &
Технические данные специальных трансформаторов для сварки трехфазной дугой1
и двухдуговой сварки
Наименование Тип трансформатора
ТТСД-1000 ТТС-400 з-ст СТ-2Д
Напряжение первичное в в ... . 380 380 220 или 380
380
Напряжение вторичное в в ... . 69 и 78 60 59 или 68 74
Номинальное значение
ПВ % или ПР % . 60 50 60 50
Номинальное вторичное рабочее
напряжение в в 42 30 30 —
Номинальный вторичный ток в
фазе в а 1000 400 250/440 * 680
Номинальный первичный ток в
фазе в а 196 68 — —
Пределы регулирования вторично-
го тока в фазе в а 400—1200 130—550 100—500 200—800
Номинальая первичная мощность
в кеа -150 -52 45 100
К. п. д 0,9 0,86 0,85 —
Коэффициент мощности 0,67 0,565 0,70 —
* В числителе указано номинальное значение вторичного тока в фазе
при соединении обмотки в треугольник, а в знаменателе—при соедине-
нии в звезду.
ТТСД-1000 приведены в табл. 6. Схемы включения первичных об-
моток и схемы управления для каждого однофазного трансформатора^
входящего в комплект ТТСД-1000, остаются такими же, как для
трансформаторов ТСД-1000-3 (см. фиг. 61).
Схема включения обмоток трансформатора ТТСД-1000 показана
на фиг. 103.
Схема цепей управления приводами дросселей трансформатора
ТТСД-1000 на фиг. 103 не показана.
Как видно из схемы на фиг. 103, в трансформаторе ТТСД-1000
предусмотрено переключение первичных обмоток для двух значе-
ний вторичного напряжения холостого хода: 69 и 78 в.
Провода от токоподводов электродов подключаются к край-
ним клеммам вторичных обмоток трансформатора, а к средней клемме
подключается провод, присоединенный к изделию. В эту же цепь
последовательно включается третий дополнительный дроссель.
Заводом «Электрик» был разработан также специальный транс-
форматор типа ТТС-400 для ручной сварки трехфазной дугой двумя
202 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
спаренными электродами. Трансформатор выполнен из двух отдель-
ных однофазных трансформаторов для ручной дуговой сварки типа
СТН, размещенных в одном корпусе. Схема соединения обмоток
трансформатора ТТС-400 в основном соответствует схеме трансфор-
матора ТТСД-1000 (фиг. 103). В трансформаторе ТТС-400 отсутствуют
четыре вывода для переключения первичных обмоток, которые
имеются в трансформаторе ТТСД-1000. Помимо этого, в трансформа-
торе ТТС’400 так же, как в трансформаторах СТН, перемещение
'Фиг. 103. Схема включения обмоток трансфор-
матора ТТСД-1000:
Н — начало катушки обмотки; К — конец катушки
обмотки.
Фиг. 104. Схема распо-
ложения катушек обмо-
ток трансформатора
3-СТ.
подвижных пакетов дросселей осуществляется вручную, при помощи
двух винтовых механизмов, снабженных рукоятками.
Расчетные номинальные данные трансформатора ТТС-400 при-
ведены в табл. 6.
Трехфазные (трехстержневые) трансформаторы типа 3-СТ (системы
Н. С. Сиунова) с дросселем специальной конструкции выпускаются
Свердловским электромеханическим заводом и предназначены в ос-
новном для ручной сварки двумя спаренными электродами.
Схема .расположения катушек обмоток трансформатора 3-СТ
представлена на фиг. 104.
Первичная обмотка соединяется в треугольник или звезду в зави-
симости от величины напряжения силовой сети (220 или 380 в).
Для переключения трансформатора при снижении напряжения
силовой сети до 10% катушки первичной обмотки имеют соответст-
вующие отпайки. Вторичная обмотка на каждом стержне состоит
из двух одинаковых катушек, выполненных из голой шинной меди.
Схемы питания трехфазной дуги и специальные трансформаторы 203
При помощи перемычек эти катушки могут соединяться парал-
лельно или последовательно. При параллельном включении кату-
шек, расположенных на каждом стержне, вторичная обмотка соеди-
няется в звезду; вторичное напряжение холостого хода трансфор-
матора равно 59 в. В случае последовательного включения катушек
вторичная обмотка соединяется в треугольник; напряжение холо-
стого хода при таком соединении равно 68 в.
Дроссель специальной конструкции имеет два сердечника с 'по-
движными пакетами и регулируемыми воздушными зазорами. На
одном сердечнике дросселя Др (фиг. 105) расположены две обмотки,
Фиг. 105. Схема включения трансформатора 3-СТ со специальным дросселем.
которые включаются в цепи, подводящие ток к электродам (гх,
г2, фиг. 105). Обмотка другого сердечника z3 включается в цепь,
подводящую ток к изделию.
Сопротивление обмоток дросселя zL и z2 всегда одинаково. Паде-
ние напряжения в каждой обмотке обусловлено суммарным дейст-
вием э. д. с. самоиндукции от потока этой обмотки и э. д. с. взаимо-
индукции, наводимой потоком другой обмотки, расположенной
на том же сердечнике. В результате регулирования воздушного
зазора в первом сердечнике в одинаковой степени изменяются пол-
ные сопротивления zk и z2 дросселя. При регулировании воздуш-
ного зазора во втором сердечнике изменяется величина сопротив-
ления z3. Благодаря специальной конструкции дросселя процесс
настройки режима существенно упрощается. Изменяя при помощи
винтового механизма, снабженного рукояткой, воздушный зазор
в сердечнике с двумя обмотками, регулируют одновременно и в рав-
ной степени токи в обоих электродах.
Ток в изделии регулируется путем изменения воздушного зазора
:во втором сердечнике дросселя. Изменение зазора производится
отдельным винтовым механизмом, также снабженным рукояткой.
При отводе спаренного электрода от изделия на значительное
расстояние зависимые дуги гаснут, но независимая дуга между
электродами при этом продолжает гореть. Для гашения независи-
мой дуги дроссель трансформатора 3-СТ снабжен контактором /С типа
204 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
КТ-34 (фиг. 105), катушка которого подключена параллельно к об-
мотке дросселя z3: При холостом ходе контактор выключен, и вклю-
чена только одна фаза между одним из электродов 1 и изделием 3.
При соприкосновении электродов с изделием по обмотке дросселя га
пройдет ток. Падение напряжения в сопротивлении этой обмотки
будет приблизительно равно напряжению холостого хода. Поэтому
сработает контактор К и будут включены три фазы сварочной цепи.
При отрыве электродов от изделия возбудятся все три дуги. Вели-
чина напряжения на обмотке z3 дросселя во время сварки доста-
точна для поддержания контактора К в замкнутом состоянии.
При угасании зависимых дуг цепь обмотки г3 будет разомкнута
и падение напряжения в ней будет равно нулю. Вследствие этого
контактор К разомкнет цепь, подключенную к электроду 2, и тем
самым независимая дуга между электродами будет погашена.
Основные технические данные трансформатора 3-СТ приведены
в табл. 6.
Благодаря повышенной устойчивости трехфазной дуги напряже-
ние холостого хода источников ее питания может быть снижено. Кроме
того, при автоматической сварке с регулированием всех трех линей-
ных токов можно применять источники с жесткими внешними харак-
теристиками. Опыты по использованию схем с тремя однофазными
сварочными трансформаторами типа СТЭ с пониженным напря-
жением холостого хода без дросселей показали, что процесс сварки
вполне устойчив. В настоящее время исследовательскими органи-
зациями разрабатываются специальные трехфазные трансформа-
торы с пониженным напряжением холостого хода и жесткими внеш-
ними характеристиками. Напряжение холостого хода такого источ-
ника питания лишь незначительно превышает напряжение дуги
на величину падения напряжения внутри трансформатора и линии.
Настройка токов при автоматической сварке производится, как
обычно, изменением скорости подачи электродной проволоки и регу-
лирования заданного расстояния между электродами, а напряже-
ния дуг устанавливаются при помощи секционирования обмоток
трансформатора, т. е. путем изменения напряжений источника
питания.
§ 4. СВАРОЧНЫЙ ТРАНСФОРМАТОР СТ-2Д
Для питания двухдуговых автоматов в Институте электро-
сварки АН УССР был разработан специальный трансформатор СТ-2Д,
являющийся преобразователем трехфазного тока в двухфазный.
Принципиальная электрическая схема трансформатора СТ-2Д изоб-
ражена на фиг. 106.
Трансформатор СТ-2Д состоит из двух однофазных трансформа-
торов, имеющих общий сердечник, с двумя первичными и вторич-
ными обмотками (см. фиг. 107). Вторичные обмотки включены каж-
дая последовательно с обмоткой дросселя.
Сварочный трансформатор СТ-2Д
205
Как видно из фиг. 107, магнитную схему СТ-2Д можно предста-
вить двумя однофазными трансформаторами СТН, у которых оба
'Сердечника объединены в одно целое.
В трансформаторе СТ-2Д применена специальная схема соеди-
нения первичных обмоток, называемая схемой Скотта (фиг. 106).
Эта схема позволяет преобразовать трехфазный ток в двухфазный.
Первичная обмотка I подключается непосредственно к фазам А
и В трехфазной сети; вторая первичная обмотка // подключается
’Фиг. 106. Принципиальная электри- Фиг. 107. Электромагнитная схема транс-
ческая схема включения трансформа- форматора СТ-2Д.
тора СТ-2Д.
•одним концом *к средней точке первичной обмотки /, а другим —
к фазе С. При симметричной системе линейных напряжений питаю-
щей трехфазной сети
иАВ=ивс=иСА~=ид. •
Напряжение на клеммах первичной обмотки I равно линейному
напряжению UАВ = U л, а напряжение на первичной обмотке //,
как видно из векторной диаграммы на фиг. 108, равно
г/ос-^-
Угол между векторами напряжений IJАв и 0ОС равен 90°.
Соотношение коэффициентов трансформации отдельных обмо-
ток в трансформаторе СТ-2Д определяется уравнением
2
где п} — коэффициент трансформации обмоток /;
пи — коэффициент трансформации обмоток II.
206 Специальные трансформаторы и схемы питания трехфазной дуги
I '41
Фиг. 108. Векторная диаграмма на-
пряжений на клеммах первичных
обмоток трансформатора СТ-2Д.
Коэффициент ип равен отношению витков первичной и вторич-
ной обмоток, т. е. и1Т = —
11 оу2
• Из приведенных уравнений следует, что действующие значения
напряжений на вторичных обмотках при холостом ходе будут одина-
ковыми, так как
иАВ _ "ос__ UAV 3 W2
2^ - Uo,
где Uo — напряжение холостого хода
на клеммах вторичных об-
моток.
Напряжения на клеммах вторич-
ных обмоток сдвинуты по фазе так
же, как напряжения на первичных
обмотках, на угол 90°. Таким обра-
зом, схема Скотта позволяет преоб-
разовать симметричную трехфазную
систему в двухфазную с равными
вторичными напряжениями, смещен-
ными по фазе на угол 90°.
• При одинаковом режиме загрузки
обеих фаз, т. е. при одинаковом
режиме горения обеих дуг, нагрузка
трехфазной питающей сети в схеме
Скотта будет равномерной и симмет-
ричной. Токи, потребляемые из сети, во всех трех фазах будут
одинаковы и сдвинуты по фазе на угол 120°. Это является важной
особенностью схемы Скотта.
В трансформаторе СТ-2Д независимое регулирование режима
отдельных дуг производится так же, как при однофазной сварке,
путем изменения сопротивления дросселей, включенных в каж-
дую фазу. Механизмы перемещения подвижных пакетов дросселей
трансформатора СТ-2Д имеют два отдельных электрических привода
с таким же кнопочным управлением, как в трансформаторах
ТСД-1000-3 или СТ-1000.
Трансформатор СТ-2Д снабжен вентилятором для принудитель-
ного воздушного охлаждения. Питание цепи управления и асин-
хронных короткозамкнутых двигателей приводов дросселей и вен-
тилятора производится от двух вспомогательных понижающих транс-
форматоров (380/36 в или 220/36 в), соединенных в открытый треуголь-
ник.
Трансформатор СТ-2Д можно применить также для питания
трехфазной дуги. В этом случае в цепь изделия следует последова-
тельно включить дополнительный дроссель для регулирования
режима отдельных дуг. Система вторичных напряжений источника
Сварочный трансформатор СТ-2Д 207
питания в этом случае будет несимметричной: напряжение между
электродами при холостом ходе будет в \/ 2 раз больше, чем напря-
жение между каждым электродом и изделием.
Схему Скотта весьма несложно осуществить также при помощи
двух одинаковых однофазных сварочных трансформаторов, имею-
щих раздельные сердечники. Соединение обмоток трансформаторов
производится согласно схеме на фиг. 106.
Основные технические данные трансформатора СТ-2Д приве-
дены в табл. 6.
ГЛАВА XI
СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ ПОВЫШЕННОЙ ЧАСТОТЫ
И СПЕЦИАЛЬНЫЕ АППАРАТЫ ДЛЯ УЛУЧШЕНИЯ
УСТОЙЧИВОСТИ ДУГИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
§ 1. СВАРОЧНЫЙ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ ПС-100
Из теории сварочной дуги переменного тока известно (см. главу 11),
что стабильность горения дуги повышается, а время повторного
зажигания дуги после перемены полярности уменьшается с увели-
чением напряжения источника и повышением частоты переменного
тока.
При сварке изделий из стали малой толщины на малых токах
напряжение повторного зажигания сравнительно велико, особенно
когда катодом является изделие. Следовательно, устойчивость дуги
при таких режимах сварки ухудшается. Аналогичные явления в еще
большей степени имеют место при сварке в среде защитных газов
неплавящимся, например, вольфрамовым электродом, когда свойства
материалов электрода и изделия существенно различны. Напряжение
повторного зажигания такой дуги в те полупериоды, когда изделие
является катодом, будет весьма велико, а проводимость дуги будет зна-
чительно меньше. В кривой переменного тока появляется постоянная
составляющая (см. фиг. 15).'Если повторное зажигание дуги в полу-
период, когда катодом является изделие, не произойдет, то дуга в этот
полупериод угасает. Следовательно, происходит полное однополу-
периодное выпрямление переменного тока. Горение дуги будет
неустойчивым.
Для улучшения устойчивости дуги и некоторого уменьшения
выпрямляющего эффекта в подобных случаях прибегают к некото-
рому увеличению напряжения холостого хода сварочного трансфор-
матора. Однако увеличение напряжения источника тока ограничено
по условиям техники безопасности и является нерациональным,
так как при этом значительно снижается коэффициент мощности
>и ухудшаются все другие технико-экономические показатели транс-
форматора. Поэтому более рационально питание дуги от источников
повышенной частоты или применение специальных вспомогательных
аппаратов, облегчающих повторное зажигание дуги при перемене
ее полярности, т. е. при переходе сварочного тока через нуль. При-
менение тока повышенной частоты сокращает время повторного зажи-
Сварочный преобразователь ПС-100
209
гания и, следовательно, уменьшает деионизацию столба дуги 'после
ее угасания в конце каждого полупериода. Вследствие этого напря-
жение повторного зажигания дуги уменьшается, что улучшает ее
устойчивость и позволяет даже несколько снизить напряжение
источника питания.
Зависимость напряжения повтор-
ного зажигания дуги от частоты сва-
рочного тока показана на фиг. 109.
В качестве источника питания
дуги повышенной частоты завод
«Электрик» разработал передвижной
сварочный преобразователь типа
ПС-100-1. Преобразователь предна-
значен для ручной дуговой сварки
изделий толщиной от 1 до 3 мм
однофазным переменным током от
20 до 115 а при частоте 480 гц.
Преобразователь ПС-100-1 со-
стоит из генератора однофазного
переменного тока повышенной ча-
стоты типа ГСВ-100 и приводного
Фиг. 109. Зависимость напряжения
повторного зажигания дуги от ча-
стоты сварочного тока.
трехфазного асинхронного короткозамкнутого двигателя АВ-<2/2,
имеющих общий корпус. Роторы генератора и двигателя насажены
на общий вал, вращающийся на шарикоподшипниках. Схема внутрен-
них соединений преобразователя ПС-100-1 изображена на фиг. НО.
гсв - год
3-2206 Я В -Ь2/г
Фиг. ПО. Схема внутренних соединений преобразователя ПС-100-1.
Генератор ГСВ-100 выполнен по типу однофазных индукторных
машин с двумя статорными обмотками ОС, Статорные обмотки ОС
соединены последовательно. Обмотки возбуждения ОВ генератора
расположена между статорными обмотками. Все обмотки заклады-
ваются в пазы в стали статора. Зубчатый ротор с открытыми пазами
не имеет обмотки.
При вращении зубчатого ротора воздушный зазор между зуб-
цами статора и ротора периодически изменяется. Вследствие этого
14 Рабинович 22
210
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
поток в зубцах статора периодически пульсирует, что обусловли-
вает индуктирование в отаторных обмотках переменной э. д. с.
Один период полного изменения потока в зубце статора соответ-
ствует повороту ротора на одно зубцовое деление. Следовательно,
частота переменной э. д. с. статора определится из следующего
выражения:
60 ’
где zp — число зубцов ротора)
п — скорость вращения ротора в об/мин.
Фиг. 111. Схема включения преобразователя ПС-100-1
и дросселя РТ-100 в сварочную цепь:
ПД — переключатель ступеней дросселя; Э — электрододер-
жатель; И — свариваемое изделие.
В генераторе ГСВ-100: z = 10, п = 2900 об/мин, откуда =
= 480 гц, Р
Возбуждение генератора производится через селеновый выпря-
митель типа ВС-47 от сети переменного тока, питающей асинхрон-
ный двигатель (фиг. ПО). Выпрямитель собран по однофазной мосто-
вой схеме, дающей двухполупериодное выпрямление; Со стороны
переменного тока выпрямитель подключен к двум точкам (Св и С7)
одной из фаз статора двигателя, напряжение между которыми равно
54 в. Выпрямленное напряжение равно 39 в.
Напряжение на клеммах генератора при нагрузке не изменяется ,
и равно 80—90в. Для получения падающей характеристики источника
питания и регулирования тока дуги в сварочную цепь последовательно
с дугой включается специальный дроссель типа РТ-100 (см. фиг. 111).
Двигатель преобразователя типа АВ-42/2 является нормальным
асинхронным короткозамкнутым двигателем. Пуск и остановка дви-
гателя осуществляются пакетным выключателем типа ПК-3-25, кото-
рый вместе с выпрямителем смонтирован сверху на корпусе преоб-
разователя и закрыт кожухом. В зависимости от напряжения силовой
сети обмотки статора двигателя включаются или в треугольник
(220 в), или в звезду (380 в). Переключение производится, как обычно,
соответствующим соединением шести выводов (Ci — С6) от обмоток
Сварочный преобразователь ПС-100
211
статора двигателя. Выводы расположены на специальном щитке.
На фиг. НО показана схема включения двигателя преобразователя
на 220 в.
Сердечник дросселя РТ-100 с регулируемым воздушным зазором
имеет подвижной пакет, перемещаемый при помощи винтового
механизма, снабженного маховичком. Для расширения пределов
I сгулирования тока обмотка дросселя выполнена из двух катушек
разного сечения и с разным числом витков. От катушек сделаны вы-
воды на щиток, размещенный на кожухе дросселя. При помощи пере-
ключателя осуществляются три ступени включения катушек, т. е.
изменяется число витков обмотки дросселя. На первой ступени обе
катушки включаются последовательно (малые токи); на второй—одна
катушка выключается (средние токи) и, наконец, на третьей—дроссель
выключается из сварочной цепи (максимальные токи).
Благодаря повышенной частоте размеры и в первую очередь
площадь сечения сердечника дросселя невелики.
Схема включения преобразователя ПС-100-1 в сварочную цепь
изображена на фиг. 111.
Основные технические данные преобразователя ПС-100-1 приве-
дены в табл. 7.
Таблица 7
Основные технические данные преобразователя ПС-100-1
Показатель Данные
Тип генератора Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее напряжение в е Сварочный ток в а при ПР% — 100% при ПР%*= 65% Пределы регулирования сварочного тока в а ... . Мощность при ПР% = 100% в ква Частота сварочного тока в гц Напряжение возбуждения в в Тс к возбуждения в а Тип двигателя Мощность в кет Напряжение в в Ток в а Соединение фаз Частота в гц Скорость вращения в об/мин Коэффициент мощности П реобразеватель Коэффициент полезного действия при ПР% = 100% преобразователя * Вес — в кг дросселя ГСВ-100 80—90 25 80 100 20—115 2 480 39 3 АВ-42/2, трехфазный, асинхронный, корот- козамкнутый 4 220/380 13,5/7,8 A/Y 50 2900 0,86 0,6 160 21
14*
212
Сварочные генератЪры и аппараты повышенной частоты
Как следует из приведенного описания, преобразователи пере-
менного тока повышенной частоты состоят из генератора и привод-
ного двигателя. Поэтому они имеют более низкий к. п. д., а расход
.активных материалов, размеры и вес их больше, чем у сварочных
трансформаторов. Кроме того, наличие в преобразователях вращаю-
щихся машин требует более тщательного ухода за оборудованием,,
в процессе эксплуатации по сравнению со сварочными трансфор-
маторами. По этим причинам применение преобразователей может
быть целесообразным лишь в тех случаях, когда дуга переменного
тока при питании ее от обычных сварочных трансформаторов недо-
статочно устойчива.
§ 2. ОСЦИЛЛЯТОРЫ И ИМПУЛЬСНЫЕ ВОЗБУДИТЕЛИ ДУГИ
Осциллятор. Устойчивость дуги переменного тока можно повы-
сить путем применения специальных высокочастотных аппарате^ —
осцилляторов, питающих дугу параллельно со сварочным трансфор-
матором. Необходимая для сварки энергия и ток получаются от
обычного сварочного трансформатора. Осциллятор, преобразующий
ток промышленной частоты низкого напряжения в ток высокой ча-
стоты и высокого напряжения, служит лишь для облегчения зажи-
гания дуги в начале сварки и улучшения условий повторного зажи-
гания дуги при переходе сварочного тока через ноль. Вследствие
этого мощность осцилляторов невелика (около 100—250 errij.
Так как напряжение, подводимое к дуге осциллятором, при
холостом ходе велико (2000—3500 в), а частота порядка 150—260 кгц,
то дугу можно зажечь даже без предварительного соприкосновения
электрода с изделием.
Благодаря высокой частоте высокое напряжение, даваемое осцил-
лятором, не опасно. Конечно, возможность поражения током при
неосторожном обращении с осциллятором не исключена, но пора-
жение током высокой частоты выражается лишь в форме легких
ожогов кожи, так как высокочастотный ток вытесняется в поверх-
ностные покровы человеческого тела.
Осциллятор представляет собой маломощный искровой генератор
высокочастотных колебаний.
Принципиальная схема осцилляторов типа М-3 и ОС-1 и схема
их включения в сварочную цепь приведены на фиг. 112. Осцил-
лятор ОС имеет повышающий трансформатор с большим рассея-
нием ПТ, ко вторичной обмотке которого подключается разрядный
колебательный контур, состоящий из конденсатора (емкости) Ск,
небольшой индуктивности LK и искрового разрядника Р. Конден-
сатор Ск и катушка LK включены последовательно, а искровой
разрядник подключен к ним параллельно.
В осцилляторе имеется еще одна катушка Le, которая размещена
концентрически на одном каркасе с катушкой LK. От катушки L(l
через защитный конденсатор Сб сделаны выводы к выходным клеммам
Осцилляторы и импульсные возбудители дуги
213
осциллятора В и Ч. С первичной стороны питающий трансформатор ПТ
подключается к однофазной сети переменного тока напряжением 65 в
(клеммы 0 и 65) или 40 в (клеммы 0 и 40).
В осцилляторе ОС-1 вывод для включения на 40 в отсутствует.
Как показано на схеме фиг. 112, осциллятор с первичной сто-
роны может быть подключен к выводам вторичной обмотки свароч-
ного трансформатора СТ с отдельным дросселем Др. Напряжение
на этих выводах, равное
60—70 в, остается неизмен-
ным при нагрузке. При
питании дуги от свароч-
ных трансформаторов с
повышенным рассеянием
типа СТАН или от транс-
форматоров в комбинации
с реактивной катушкой
типа СТН нельзя подклю-
чать Осциллятор к вто-
ричным клеммам транс-
форматора, так как [на-
пряжение на этих клем-
мах не остается неизмен-
Фиг. 112. Принципиальная схема осцилляторов
типа М-3 и ОС-1 и схема их включения в сва-
рочную цепь.
ным и при сварке сни-
жается до величины на-
пряжения дуги. В этом
случае питание осцилля-
тора следует производить от силовой сети переменного тока через
понижающий трансформатор или автотрансформатор с вторичным
напряжением 65—70 в. Подключение производят шнуром сечением
1,5—2,5 мм2.
Все части осциллятора смонтированы на панели и прикрываются
кожухом. В целях обеспечения безопасности первичная обмотка
трансформатора ПТ снабжена блокировочными контактами БК,
выключающими осциллятор при открывании дверцы в кожухе или
при снятии кожуха. Выходные клеммы осциллятора В и Ч подклю-
чаются к электро до держателю Э и цзделию Я. При этом необходимо
обратить внимание на то, чтобы провод, идущий от осциллятора, был
подключен после дросселя (см. фиг. 112). Для токов высокой частоты
индуктивное сопротивление дросселя очень велико, и, следовательно,
при включении до дросселя осциллятор практически будет отключен
от дуги. Для присоединения осциллятора к дуге следует применять
гибкий высокочастотный провод сечением 1,5—2,5 мм2.
Защитный конденсатор Сб предназначен для ограждения свар-
щика от поражения токами высокого напряжения и низкой частоты.
Последнее возможно, если по каким-либо причинам, например при
пробое конденсатора Ск, колебательный контур не будет работать,
а напряжение низкой частоты на клеммах В и Ч имеется. При вклю-
214
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
Фиг. 113. Внешняя харак-
теристика питающего
трансформатора в осцил-
ляторе М-3.
время последующего
чении конденсатора С6, представляющего для токов низкой частоты
значительное сопротивление, уменьшается опасность поражения
током низкой частоты, несмотря на высокое напряжение на клем-
мах В — Ч.
При наличии в схеме осциллятора только одного защитного
конденсатора, присоединенного к клемме В, последнюю необходимо
подключать к электрододержателю.
Если осциллятор расположен на большом расстоянии от места
сварки, то эффективность его действия уменьшается, так как свароч-
ные провода большой длины обладают для токов высокой частоты
значительным сопротивлением.
Принцип действия осциллятора состоит
в следующем. Конденсатор Ск заряжается
от трансформатора ПТ, имеющего сравни-
тельно большое внутреннее индуктивное
сопротивление. Вторичное напряжение
трансформатора при холостом ходе равно
~2500 в. Когда напряжение на обкладках
конденсатора достигнет значения пробив-
ного напряжения, произойдет пробой
искрового промежутка разрядника. Сопро-
тивление искрового промежутка во время
прохождения искры сравнительно невелико,
вследствие чего трансформатор ПТ замы-
кается накоротко через разрядник на все
разряда конденсатора. По этой причине транс-
форматор ПТ должен иметь падающую внешнюю характеристику
(фиг. 113). Такая характеристика получается благодаря располо-
жению первичной и вторичной обмоток трансформатора на раз-
ных стержнях и устройству между ними третьего стержня, что
значительно увеличивает индуктивность рассеяния.
Как только в разряднике проскакивает искра, начинается коле-
бательный разряд конденсатора на колебательный контур.
Процесс колебательного разряда конденсатора заключается в сле-
дующем. Конденсатор разряжается через разрядник на индуктив-
ную катушку LK. Энергия электрического поля, запасенная в кон-
денсаторе, переходит в электромагнитную энергию магнитного поля
индуктивной катушки. После разряда конденсатора электромагнит-
ная энергия, запасенная в магнитном поле катушки, переходит
к электрическую; по контуру опять проходит ток, но в обратном
направлении, и конденсатор вновь заряжается. Далее процесс повто-
ряется и возникают периодические колебания тока и напряжения.
Колебательный процесс разряда конденсатора аналогичен колеба-
ниям маятника. Частота колебаний не зависит от частоты перемен-
ного тока, питающего трансформатор ПТ, а зависит лишь от
параметров колебательного контура: емкости Ск, индуктивности
LK и активного сопротивления RK. Как известно из теории
Осцилляторы и импульсные возбудители дуги
215
Фиг. 114. Периодические затухающие коле-
бания в колебательном контуре осциллятора:
fn = 50 гц — промышленная частота переменного
тока; Тп — период переменного тока промышлен-
ной частоты.
колебательных контуров, собственная частота колебаний fK опре-
деляется из следующего выражения:
f = — ]/ -1_______^1-
1к |/ LhCh 4L2
Активное сопротивление колебательного контура при разряде
сравнительно невелико. Поэтому при соответствующем подборе зна-
чений LK и Ск частота колебаний fK может быть очень большой.
В осцилляторах М3 и ОС-1
частота fK % 250 000 гц.
Если бы активное сопро-
тивление контура было равно
нулю, колебания длились
бы бесконечно, даже при
отключенном трансформаторе
ПТ. Однако энергия, запа-
сенная при первоначальном
заряДе конденсатора, рас-
сеивается в виде тепла, вы-
деляющегося в активном со-
противлении контура, а
также в виде электромагнит-
ных излучений в окружающее пространство. Когда осциллятор под-
ключен к дуге, то часть энергии контура выделяется в дуговом про-
межутке. Вследствие рассеивания энергии контура колебания будут
затухающими, т. е. амплитуды напряжений и токов с течением
времени будут уменьшаться до тех пор, пока конденсатор полностью
разрядится и колебания прекратятся (фиг. 114). Скорость затухания
увеличивается, а время или число периодов колебаний, в течение
которых разряд затухает, уменьшается с увеличением активного
сопротивления контура. Так как частота колебаний в контуре fK
во много раз больше промышленной частоты питающего переменного
тока (fn = 50 гц), то колебательный разряд затухает гораздо быстрее,
чем в полпериода сварочного тока промышленной частоты.
При затухании разряда искра гаснет и конденсатор заряжается
вновь в обратном направлении только в следующем полупериоде
питающего переменного тока, когда колебательный разряд повто-
ряется (фиг. 114). Таким образом, колебательный процесс в осцил-
ляторе происходит в виде группы высокочастотных затухающих
импульсов, имеющих в начале сравнительно большую амплитуду,
т. е. высокое напряжение. Продолжительность действия импульсов,
т. е. время затухания, меньше времени полупериода тока промышлен-
ной частоты. Между двумя группами импульсов в двух соседних
полупериодах существует интервал, в течение которого ток в контуре
и колебательный разряд отсутствуют.
216
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
Импульсный высокочастотный ток, протекающий в катушке LK
колебательного контура, индуктирует в связанной с ней катушке Ьв
такие же затухающие импульсы напряжения высокой частоты. Эти
импульсы сравнительно высокого напряжения и высокой частоты
подводятся к дуге параллельно сварочному трансформатору. Как
показали исследования [43], [44], продолжительность действия
группы импульсов колеблется в зависимости от условий в разрядном
промежутке от V6 до 2/3 полупериода сварочного тока, т. е. от 2 до 6
миллисекунд, при продолжительности одного импульса, измеряемого
микросекундами. Соответственно интервал между двумя группами
импульсов в соседних полупериодах переменного тока промышлен-
ной частоты составляет от 8 до 4 миллисекунд. Следовательно,
в дуге в некоторые промежутки времени, измеряемые долями полу-
периода промышленной частоты, действуют одновременно низкое
напряжение сварочного трансформатора и высокое напряжение
группы импульсов высокой частоты. Если в момент действия группы
импульсов сварочный ток переходит через нуль, т. е. происходит
перемена полярности и дуга угасает, то под влиянием высокого
напряжения импульсов, даваемых осциллятором, повторное зажи-
гание дуги существенно облегчается. Наилучшие условия повтор-
ного зажигания будут, когда группа импульсов достаточно высокого
напряжения совпадает с моментом перехода сварочного тока через
нуль (фиг. 115, а). Это условие выполняется, когда начало действия
группы импульсов опережает сварочный ток на угол 0О, меньший 90°.
Если соотношение фаз будет иным, то эффективность действия осцил-
лятора может резко снизиться. Так, например, в случае, когда
середина группы импульсов высокого напряжения совпадает с мак-
симумом сварочного тока, то в момент перехода сварочного тока через
нуль импульсы вообще могут отсутствовать (фиг. 115, б). Действие
осциллятора запаздывает, и его влияние на процесс иовторного зажи-
гания дуги незначительно. Следовательно, правильное соотношение
фаз группы импульсов и сварочного тока имеет большое значение
для эффективности действия осциллятора. Если питающий трансфор-
матор осциллятора ПТ подключен к выводам вторичной обмотки
сварочного трансформатора (см. фиг. 112), то фазы входного напря-
жения осциллятора и напряжения сварочного трансформатора совпа-
дают. Сварочный ток смещен по фазе по отношению к вторичному
напряжению сварочного трансформатора. Этот сдвиг фаз зависит
от соотношения активных и индуктивных сопротивлений в сварочной
цепи. В свою очередь, начало возникновения группы импульсов
осциллятора также смещено по фазе к его входному напряжению,
причем этот сдвиг зависит от соотношения активных и реактивных
сопротивлений колебательного контура и питающего трансформатора.
Так как между параметрами сварочного трансформатора и осцилля-
тора нет определенной связи, то соотношение между фазой группы
импульсов осциллятора и фазой сварочного тока в значительной сте-
пени является случайным и зависит от режима сварки. Поэтому дей-
Осцилляторы и импульсные возбудители дуги
217
Фиг. 115. Различные соотноше-
ния фаз группы импульсов
осциллятора и сварочного тока:
а — при опережающем действии; б—
tu ------
при запаздывающем действии осцил-
лятора; 1 — группа затухающих импульсов осциллятора; 2 — кривая сварочного тока
Iq = f (ty, 3 — кривая напряжения дуги /— время действия импульсов
в течение одного полупериода тока промышленной частоты; — время перерыва между
двумя группами импульсов в двух соседних полупериодах; 60 — опережающий угол
сдвига фаз группы импульсов и сварочного тока; 03— угол запаздывания действия
группы импульсов.
218
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
ствие осциллятора может быть в некоторых случаях недостаточно
эффективным для повторных зажиганий дуги.
При работе осциллятора на дугу амплитудное значение импульсов
уменьшается, так как характеристика выходного напряжения осцил-
лятора будет падающей из-за значительного индуктивного сопро-
тивления схемы для токов высокой частоты.
Действующее значение выходного напряжения осциллятора дости-
гает при холостом ходе около 2500—3000 в. При горении дуги это
напряжение снижается до 200—400 в. Уменьшения напряжения
импульсов при включении осциллятора на дугу также несколг ко сни-
жает эффективность его действия при повторных зажиганиях дуги.
Чем мощнее дуга и, следовательно, меньше ее сопротивление, тем
больше ток осциллятора и тем меньше величина импульсов. Поэтому
влияние осциллятора на повторное зажигание в мощных дугах,
особенно в дугах под флюсом, может быть весьма слабым. В дуге
под флюсом в момент перехода сварочного тока через нуль газовый
промежуток шунтируется расплавленным флюсом, имеющим малое
сопротивление. Поэтому ток осциллятора будет в этот момент срав-
нительно большим, а величина импульсов напряжения мала. Для
дуги под флюсом необходимы осцилляторы большой мощности, что
делает применение их нерациональным. В открытой или защищенной
дуге явления шунтирования не имеют места, и поэтому применение
осцилляторов более рационально.
Влияние уменьшения величины импульсов проявляется в первую
очередь лишь при повторных зажиганиях дуги. Первоначальное
зажигание дуги благодаря осциллятору значительно облегчается,
так как фазировка импульсов при отсутствии тока дуги не имеет
значения, а импульсное напряжение осциллятора при холостом ходе
достигает большой величины.
На работу осциллятора существенное влияние оказывает состоя-
ние искрового промежутка. При очень малых искровых промежутках
пробивное напряжение и, следовательно, амплитуды импульсов
будут сравнительно невелики, что снижает эффективность действия,
осциллятора. При частичном закорачивании искрового промежутка
возникает колебательный разряд низкого напряжения, т. е. осцил-
лятор практически не работает. Наоборот, при очень большом зазоре
искровой промежуток не пробивается и колебательный разряд
отсутствует.
В осцилляторах М-3 и ОС-1 разрядник имеет два зазора общей
длиной от 1,5 до 2,0 мм. Зазоры обычно регулируются на заводе-
изготовителе и их не следует без особой надобности изменять. Элек-
троды разрядника выполняются из меди или тугоплавкого сплава
и снабжены пластинами для усиления охлаждения. При эксплуатации
осциллятора надо в первую очередь обращать внимание на состояние
разрядника и тщательно очищать рабочие поверхности электродов.
Также необходимо систематически проверять плотность всех соеди-
нений и состояние блокировочных контактов.
Осцилляторы и импульсные возбудители дуги
219
Из описания принципа действия осциллятора следует, что приме-
нение его облегчает первоначальное зажигание дуги и при условии
правильной фазировки импульсов улучшает условия повторного
зажигания. Благодаря этому улучшается устойчивость дуги и устра-
няется необходимость повышения напряжения холостого хода свароч-
ного трансформатора. Так, например, для обеспечения устойчивости
дуги в аргоне с вольфрамовым электродом напряжение холостого
хода сварочного трансформатора необходимо повысить при отсут-
ствии осциллятора не менее, чем до 120 в. Применение осциллятора
.позволяет получить устойчивую дугу от обычных сварочных транс-
форматоров с напряжением 60—70 в.
Одним из существующих недостатков применения осцилляторов
являются вызываемые им значительные радиопомехи, так как коле-
бательный контур служит своеобразным радиопередатчиком с длиной
волны, соизмеримой с волной некоторых радиостанций. Поэтому при
работе с осцилляторами необходимо принимать специальные меры
для снижения радиопомех, например экранирование.
В настоящее время осцилляторы применяются главным образом
при сварке в среде защитных газов с неплавящимися электродами,
а также в случае сварки открытой дугой на малых токах. Основные
технические данные осцилляторов М-3 и ОС-1 приведены в табл. 8.
Основные технические данные осцилляторов
Таблица 8
с S Первичное напря- жение в в Вторичное напря- жение холостого хода в в Потребляемая мощность в впг Частота в кгц Данные колебатель- ного контура Вес в кг Габариты в мм
Емкость конденсатора Ск^ мкф Индуктив- ность катуш- ки LK в мгн Емкость за- щитного кон- денсатора Cq в мкф
М-3 ОС-1 40- 65 65 2500 2500 150 130 250 250 0,0025 0,0025 0,16 0,16 1 2 1 15 15 350х 290 №40 350 x 290 x 240
Импульсные возбудители дуги
В последнее время в исследовательских организациях СССР
и за границей [44], [45], [46] были разработаны специальные им-
пульсные возбудители, подающие на дуговой промежуток синхрони-
зированные импульсы повышенного напряжения во время повтор-
ного возбуждения дуги при переходе сварочного тока через ноль
или при изменении полярности напряжения дуги. Благодаря этому
значительно облегчается повторное зажигание дуги, что позволяет,
например, снизить напряжение холостого хода сварочного трансфор-
матора до 40—50 в при аргоно-дуговой сварке алюминиевых сплавов
вольфрамовым электродом.
220
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
Принципиальная схема одного из таких импульсных возбудителей
дуги приведена на фиг. 116. Импульсный возбудитель ИВ подклю-
чается к дуге параллельно сварочному трансформатору СТ. Принцип
действия возбудителя следующий. Конденсатор С заряжается от мало-
мощного повышающего трансформатора ПТ через выпрямитель В.
В качестве выпрямителя обычно применяется электронная лампа —
кенотрон. При замыкании выключателя К происходит разряд кон-
денсатора через дуговой промежуток в виде кратковременного им-
пульса, который имеет ту же полярность, что и напряжение дуги
в данный полупериод. Специальное синхронизирующее устройство СУ
обеспечивает замыкание выключателя в момент перехода тока через
нуль, когда напряжение дуги скачком повышается до значения
напряжения повторного зажигания. После подачи на дуговой про-
межуток импульса повышенного напряжения (250—300 в) выклю-
чатель К должен быть разомкнут, с тем чтобы''схема возбудителя
не шунтировала дугу. Операция размыкания выключателя К также
производится синхронизирующим устройством. После размыкания
цепи импульсного возбудителя конденсатор будет вновь заряжен
и подготовлен к подаче следующего импульса. Величина импульс-
ного тока 1,5—2 а. Для ограничения разрядного тока в схему вклю-
чено сопротивление R. Выключатель К должен быть весьма быстро-
действующим, так как время подачи импульса измеряется несколь-
кими десятками микросекунд. Поэтому в качестве выключателей
применяются электронно-ионные приборы, например тиратроны.
Выключением тиратрона управляет синхронизирующее устройство,
которое подает на сетку тиратрона отпирающий импульс, соответ-
ствующий мгновенному возрастанию напряжения дуги при переходе
сварочного тока через нуль.
Подобные маломощные импульсные возбудители параллельного
включения предназначены в основном для дуговой сварки в среде
защитных газов (аргон) неплавящимся электродом. Напряжение
повторного зажигания такой дуги в полупериод, когда изделие
является катодом, весьма велико. Поэтому применение импульсного
возбудителя, дающего импульсы на дуговой промежуток в начале
тех полупериодов, когда изделие является катодом, позволяет суще-
ственно повысить устойчивость дуги в аргоне с неплавящимся элек-
тродом.
Опробование опытного макета импульсного возбудителя мощ-
ностью около 100 вт, разработанного в Лаборатории’электрических
сварочных машин АН СССР^по описанной выше схеме, дало поло-
жительные результаты. Устойчивый режим аргоно-дуговой сварки
нержавеющей стали вольфрамовым и угольным[электродом был полу-
чен при напряжении холостого хода трансформатора 60 в без при-
менения осцилл ятора.
Маломощные импульсные возбудители параллельного включения
можно успешно применять также^при?ручнойисварке на малых токах
открытой или защищенной дугой с плавящимся электродом.
Осцилляторы и импульсные возбудители дуги
221
Опытно-промышленный образец маломощного импульсного воз-
будителя параллельного включения типа ГИ-1 был разработан
в Институте электросварки АН УССР [45], [46]. Схема импульс-
ного возбудителя ГИ-1 несколько отличается от описанной выше,
хотя основной принцип действия их аналогичен. Заряд емкости С
в импульсном возбудителе ГИ-1 производится не от выпрямителя,
а от источника переменного тока через индуктивность с насыщаю-
щимся магнитопроводом, что увеличивает надежность работы воз-
будителя. В цепь разряда, помимо активного сопротивления R
Фиг. 116. Принципиальная схема импульсного возбудителя
дуги:
СТ—сварочный трансформатор; ИВ — импульсный возбудитель;
Д — сварочная дуга.
включена еще одна емкость. Соответствующим подбором величин R
и С в цепи разряда можно получить импульс заданной формы и про-
должительности. В качестве быстродействующего управляемого
выключателя разрядной цепи использованы два тиратрона, соеди-
ненные встречно-параллельно. При этом обеспечивается синхрони-
зированная подача в дугу импульсов напряжения в оба полупериода
при изменении полярности напряжения дуги во время ее повторного
возбуждения. Благодаря этому устойчивость дуги будет выше, чем
в случае применения однополупериодного импульсного возбудителя,
описанного выше. Опробование импульсных возбудителей ГИ-1
[45], [46] показало, что применение их при автоматической и полу-
автоматической газоэлектрической сварке позволяет снизить напря-
жение холостого хода трансформатора до 40 в. Также возможно
производить ручную дуговую сварку на переменном токе при напря-
жении холостого хода трансформатора 60—65 в электродами с основ-
ными покрытиями (типа УОНИ-13/45 и УОНИ-13/55), предназначен-
ными для сварки на постоянном токе.
Для сварки под флюсом необходимы импульсные возбудители зна-
чительно большей мощности, включаемые последовательно с дугой.
Как было показано выше, дуга под флюсом в момент перехода сва-
рочного тока через нуль шунтируется расплавленным флюсом,
имеющим малое сопротивление по сравнению с сопротивлением
газового промежутка после угасания дуги. Поэтому величина тока
импульсного возбудителя дуги под флюсом должна быть значительной
222
Сварочные генераторы и аппараты повышенной частоты
с тем чтобы падение напряжения от импульсного тока в шунтирую-
щем флюсе было достаточным для повторного зажигания дуги.
В Институте электросварки АН УССР была также разработана
схема импульсного возбудителя, включаемого последовательно с дугой
под флюсом [46]. Этот возбудитель давал на дуговой промежуток
импульсы с амплитудным значением тока до 200 а. При сопротивле-
нии расплавленного флюса 0,3—0,5 ом напряжение на дуговом про-
межутке, шунтированном оболочкой флюса, около 60—100 в. При
меньших значениях импульсного тока это напряжение будет ниже,
что делает действие импульсного возбудителя неэффективным. Так
как для повышения устойчивости дуги под флюсом необходимы
источники импульсов большой мощности, то применение их менее
экономично, чем применение маломощных импульсных возбудителей
параллельного включения для открытой дуги и дуги в защитных
газах.
Импульсные возбудители обеспечивают более надежное повтор-
ное зажигание дуги по сравнению с осцилляторами. Кроме того, они
не вызывают значительных радиопомех, так как создают импульсы
сравнительно малой частоты (50—100 импульсов в сек.) и напряже-
ния. В случае необходимости первоначального зажигания дуги
без соприкосновения электрода с изделием следует применять
импульсный возбудитель в сочетании с осциллятором. После начала
сварки осциллятор необходимо выключить во избежание радиопомех.
Повторные зажигания дуги в процессе сварки будут обеспечиваться
импульсным возбудителем.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ИСТОЧНИКИ ПОСТОЯННОГО ТОКА—СВАРОЧНЫЕ
ГЕНЕРАТОРЫ И ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
ГЛАВА XII
ОСНОВЫ ТЕОРИИ РАБОТЫ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
§ 1. ОСНОВНОЙ ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ и ТИПОВЫЕ РАЗНОВИДНОСТИ СХЕМ
СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
Сварочные генераторы относятся к электрическим машинам
постоянного тока специального назначения.
Как известно из теории машин постоянного тока, зависимость
э. д. с., индуктированной в якоре генератора, от магнитного потока
в воздушном зазоре между вращающимися якорем и магнитной
системой генератора выражается следующим уравнением:
Ег—СФм, (144)
где [ФЛ1 — магнитный поток в воздушном зазоре (на полюс)
в мкс;
С = 9 10“8— постоянная генератора;
р — число пар полюсов;
п—скорость вращения якоря в об/мин;
N—число активных проводников обмотки якоря;
а— число пар параллельных цепей обмотки якоря.
Напряжение на клеммах генератора с учетом падения напряжения
на участке цепи якоря внутри генератора (падение напряжения
в сопротивлениях обмоток последовательной цепи якоря, падение
напряжения в контакте между щетками и коллектором и т. п.)
определяется из уравнения
4/г=Ег-/Л> 045)
где Iг — ток в якоре генератора;
Рг — суммарное сопротивление участка цепи якоря внутри
генератора с учетом падения напряжения в щеточных
контактах.
На основании уравнений (144) и (145) получим
иг = СФм-1&. (146)
Если результирующии^поток в воздушном зазоре под полюсом
не изменяется при нагрузке, а падение напряжения на участке
цепи якоря внутри генератора при номинальном токе относительно
224
Основы теории работы сварочных генераторов
невелико, то внешняя характеристика генератора U2 = f (/J будет
жесткой.
Следовательно, такие генераторы в большинстве случаев непри-
годны для непосредственного питания сварочной дуги. Только при
возрастающей статической характеристике дуги, как было показано
в главе III, источники тока с жесткой внешней характеристикой
могут быть использованы для питания сварочной дуги.
Падающая внешняя характеристика источника питания может
быть получена следующим образом.
Сопротивление сварочной цепи увеличивается путем последо-
вательного включения балластного сопротивления В этом слу-
чае э. д. с. генератора при нагрузке остается практически неизмен-
ной и равнощнапряжению холостого хода £70, а напряжение на дуго-
вом промежутке будет уменьшаться с увеличением тока нагрузки:
U д —UU = UO —I г(Л.г-\-R6). (147)
Как уже указывалось (см. Введение), в начальный период раз-
вития сварки использовались нормальные генераторы постоянного
тока, имеющие жесткую внешнюю характеристику, с последовательно
включенными в сварочную цепь балластными сопротивлениями.
Впоследствии система питания дуги с применением балластного
сопротивления была вытеснена специальными сварочными гене-
раторами, имеющими падающую характеристику без применения
балластных реостатов. В настоящее время системы с балластным
сопротивлением применяются лишь для многопостового питания
нескольких постов (см. главу XVII).
Из уравнений (144) и (146) следует, что э. д. с. и напряжение
на клеммах генератора зависят от величины магнитного потока
в воздушном зазоре под полюсом генератора Фм. При нагрузке
поток Фм является результирующим потоком, создаваемым н. с.
обмоток возбуждения и обмотки якоря генератора.
В генераторах постоянного тока, как известно, обмотки возбуж-
дения лЮ1ут питаться от отдельно! о независимого источника постоян-
ного тока, либо подключаются к якорю генератора. В первом слу-
чае генератор имеет независимое возбуждение, а во втором — гене-
раторы относятся к машинам с самовозбуждением.
Обмотки генератора с самовозбуждением, как известно, могут
подключаться к якорю параллельно или последовательно. В неко-
торых генераторах применяется смешанное возбуждение: генера-
тор имеет обмотку независимого возбуждения и последовательную
обмотку возбуждения, либо параллельную и последовательную
обмотки возбуждения. В нормальных генераторах постоянного тока
в случае смешанного возбуждения обмотки действуют, как правило,
согласно, т. е. н. с. этих обмоток складываются. В сварочных гене-
раторах, наоборот, н. с. обмоток независимого и последовательного
возбуждения обычно направлены встречно (см. фиг. 117), благо-
Принцип действия и типовые разновидности схем
225
даря чему результирующий поток в воздушном зазоре при нагрузке
уменьшается.
Результирующий поток в воздушном зазоре под полюсом можно
выразить через н. с. обмоток возбуждения и магнитные сопротивле-
ния:
Фм = Фя - Фр = , (148)
где Фн — поток в воздушном зазоре (на полюс), создаваемый
намагничивающей силой обмотки независимого воз-
буждения;
Фр — поток в воздушном зазоре (на полюс),, создаваемый
намагничивающей силой последовательной обмотки воз-
буждения, которая действует встречно обмотке неза-
висимого возбуждения;
wH, — соответственно ток, число витков и магнитное сопро-
тивление на пути потока обмотки независимого воз-
буждения;
1г, шр, /?Ир — соответственно ток в якоре и размагничивающей
последовательной обмотке возбуждения; число вит-
ков в обмотке и магнитное сопротивление на пути
потока, создаваемого размагничивающей обмоткой.
Действием н. с. обмотки якоря, т. е. реакцией якоря, в дан-
ном случае пренебрегаем, что справедливо для генераторов с малым
насыщением полюсов и в случае расположения щеток на геометри-
ческой нейтрали1.
Подставляя выражение для Фм из уравнения (148) в уравнение
(146), получим
(149)
Полагаем, что ток iH в обмотке независимого возбуждения остается
при нагрузке неизменным, а магнитные сопротивления R[)H и 7?Рр
изменяются мало. При этих условиях из анализа уравнений (148)
и (149) можно сделать вывод, что э. д. с. и напряжение генератора
с увеличением тока в якоре будут уменьшаться, так как результи-
рующий поток в воздушном зазоре под полюсом Фм уменьшается
из-за размагничивающего действия последовательной обмотки воз-
буждения.
Принцип получения падающей внешней характеристики генера-
тора путем изменения потока в воздушном зазоре под полюсом
является основным для современных сварочных генераторов.
1 Уравнение (148) справедливо для ненасыщенного генератора, когда магнит-
ные сопротивления постоянны. В общем случае для точного определения результи-
рующего магнитного потока Фм и соответствующей ему э. д. с. генератора следует
использовать кривые намагничивания (см. § 3, фиг. 118).
15 Рабинович 22
226
Основы теории работы сварочных генераторов
Указанная принципиальная схема сварочного генератора имеет
несколько разновидностей в соответствии со способом создания
намагничивающей силы обмотки возбуждения, независимой от
нагрузки, и использованием для размагничивания генератора либо
специальных обмоток, либо размагничивающего действия реакции
якоря.
Исходя из указанного общего принципа, можно выделить следую-
щие типовые разновидности принципиальных схем сварочных гене-
раторов:
1) сварочные генераторы с намагничивающей обмоткой неза-
висимого возбуждения и размагничивающей последовательной об-
моткой;
2) сварочные генераторы с самовозбуждением, имеющие намагни-
чивающую параллельную и размагничивающую последовательную
обмотки возбуждения;
3) сварочные генераторы с самовозбуждением, имеющие намагни-
чивающую обмотку возбуждения в сочетании с использованием
размагничивающего действия реакции якоря.
Возможны также сварочные генераторы, схема которых является
комбинацией указанных трех типовых схем.
Как будет показано в последующих главах, перечисленные выше
типовые схемы могут быть при некоторых допущениях сведены
к одной обобщенной эквивалентной схеме сварочного генератора
с независимым возбуждением и размагничивающей последовательной
обмоткой, которая наиболее четко отражает основной принцип дей-
ствия сварочных генераторов.
Поэтому в данной главе изложение основ теории работы свароч-
ных генераторов в установившемся (статическом) режиме 1 произ-
водится на примере анализа типовой схемы генератора с независи-
мым возбуждением и размагничивающей последовательной обмоткой.
§ 2. ПРИНЦИПИАЛЬНАЯ СХЕМА СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
С НЕЗАВИСИМЫМ ВОЗБУЖДЕНИЕМ
И РАЗМАГНИЧИВАЮЩЕЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЙ ОБМОТКОЙ
Принципиальная схема сварочного генератора этого типа изо-
бражена на фиг. 117.
Генератор имеет две обмотки возбуждения: намагничивающую
обмотку независимого возбуждения НО, питаемую от постороннего
источника постоянного тока, и размагничивающую обмотку ПР,
включенную последовательно с якорем генератора.
Н. с. этих обмоток и потоки Фн и Фр, создаваемые ими в воз-
душном зазоре, направлены встречно.
Число витков обмотки независимого возбуждения wH сравни-
тельно велико, а ток £ обмотке iH значительно меньше тока в якоре.
1 Работа сварочного генератора в переходном (неустан овившемся) режиме
рассматривается в главе XIII.
Основные уравнения работы сварочного генератора
227
Наоборот, число витков в размагничивающей последовательной
обмотке wp невелико, а ток, протекающий по обмотке, равен току
в якоре.
В цепь обмотки независимого возбуж-
дения включается реостат Р, при помощи
которого можно изменять ток возбужде-
ния iH. Последовательная обмотка в
большинстве генераторов имеет несколько
секций, что дает возможность ступенча-
того изменения числа витков этой обмотки.
Сварочные генераторы этого типа обыч-
но выполняются многополюсными (р>2).
Так как магнитная система сварочного
генератора этого типа при нагрузке не
насыщена, а щетки расположены на гео-
метрической нейтрали, то действие н. с.
обмотки якоря, как известно из теории
машин постоянного тока, не оказывает
Фиг. 117. Принципиальная
схема сварочного генератора
с независимым возбуждением
и размагничивающей после-
довательной обмоткой.
существенного влияния на результирую-
щий поток Фм и э. д. с. генератора.
Поэтому влиянием реакции якоря при
анализе работы генератора можно пре-
небречь.
§ 3. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ РАБОТЫ СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
Холостой ход. Когда сварочная цепь разомкнута, ток в якоре
и последовательной размагничивающей обмотке равен нулю.
Магнитный поток в воздушном зазоре под полюсом Фм создается
только н. с. обмотки независимого возбуждения, т. е.
Э. д. с. и напряжение генератора при холостом ходе определяются
из уравнения
и0 = Ег0 = СФм = ^. (150)
Из уравнения (150) следует, что, изменяя ток возбуждения iHi
можно получить различные значения э. д. с. или напряжения холо-
стого хода генератора.
Зависимость э. д. с. при холостом ходе от тока или н. с. обмотки
возбуждения называется, как известно, Характеристикой холостого
хода или характеристикой намагничивания генератора'(фиг. 118).
Когда магнитная система генератора не насыщена, магнитное сопро-
тивление 7?^ при изменении н. с. обмотки независимого возбуж-
дения остается неизменным. В этом случае между э. д. с. генератора
и н. с. обмотки возбуждения существует линейная зависимость.
15*
228
Основы теории работы сварочных генераторов
При насыщении магнитной системы увеличивается. Вслед-
ствие этого в кривой характеристики холостого хода имеется перегиб,
обусловленный началом насыщения магнитной системы (см. фиг. 118,
точка вн). Следует отметить, что насыщение магнитной системы
сварочных генераторов этого типа при холостом ходе обычно неве-
лико.
Нагрузка. При замыкании сварочной цепи в якоре и размагни-
чивающей обмотке появится ток 1г = 1д.
Фиг. 118. Характеристика холостого хода (а) и способ
графического построения внешней характеристики свароч-
ного генератора (б).
Результирующий поток в воздушном зазоре Фм, как это следует
из уравнения (148), будет создаваться совместным действием н. с.
обеих обмоток возбуждения. По мере увеличения тока в якоре воз-
растает размагничивающее действие последовательной обмотки,
так как н. с. 1д wp будет увеличиваться и соответственно будут
уменьшаться результирующий поток Фм и э. д. с. генератора. Урав-
нение внешней характеристики сварочного генератора этого типа
Уг = f (1г) имеет вид, аналогичный уравнениям (145) и (146):
иг = Ег-1^г = СФм -7Л.
откуда, заменяя поток Фм через потоки или н. с. обмоток возбужде-
ния, получим
CiHwH г 1Cwp,d\ Пкц
V:=-R-----L (151)
Если магнитные сопротивления 7?^ и 7?^ не изменялись бы
С увеличением тока дуги, то внешняя характеристика генератора
Основные уравнения работы сварочного генератора
229
была бы прямолинейно падающей. Это возможно в том случае,
когда магнитная система генератора при холостом ходе мало насы-
щена.
Принимая R^ и R^p постоянными, можно уравнение (151)
преобразовать следующим образом.
Согласно уравнению (150),
г j _CiHwH
Обозначим —n р = Rq, полагая, что размагничивающее действие
последовательной обмотки эквивалентно действию сопротивления к3,
включенного- последовательно с дугой. С учетом этих допущений
уравнение (151) примет следующий вид:
иг=и0-1д(И9+лг).
(152)
Как будет показано ниже, уравнением (152) можно пользоваться
также и в случае насыщения магнитной системы генератора при
холостом ходе, но при этом следует иметь в виду, что значения UQ
и Rq будут изменяться с изменением нагрузки.
Действие н. с. последовательной обмотки 1д wp эквивалентно
уменьшению тока в обмотке независимого возбуждения. Условие
эквивалентности определим, полагая, что уменьшение э. д. с. от
размагничивающего действия тока 1д в последовательной обмотке
равно снижению э. д. с. от уменьшения тока в обмотке независимого
возбуждения на величину 1р:
Cwp CwH .
д^=^'1р’
откуда
Полагая, что в большинстве случаев, когда обе обмотки распо-
ложены на каждом полюсе, 2?^ = 2?ц„, получим
= (153)
Применяя указанное приведение тока в размагничивающей по-
следовательной обмотке к току в намагничивающей обмотке незави-
симого возбуждения, можно графическим путем определить изменение
э. д. с. и напряжения генератора при нагрузке. Откладывая на харак-
теристике холостого хода (фиг. 118, а) влево от точки в0, определяю-
щей э. д. с. при холостом ходе, отрезок, равный / и пропорциональ-
ный току 1д1 в размагничивающей обмотке, получим в точке
значение э. д. с. генератора при нагрузке, равной 1д1. Продолжая
230
Основы теории работы сварочных генераторов
эти построения и перенося полученные точки в координаты Ег
и 1д = /г, получим характеристику изменения э. д. с. генератора
(фиг. 118, б, кривая /). Эта кривая, иногда называемая внутренней
характеристикой генератора Ег = Д (/г), аналогична кривой намаг-
ничивания на фиг. 118, а.
Если из ординат кривой 1 на фиг. 118, б Ег = Д (/г) вычесть
падение напряжения на участке цепи якоря внутри генератора
IdRe (прямая 3 на фиг. 118, б), то получим ординаты внешней харак-
теристики генератора Uz = f2 (кривая 2 на фиг. 118, б).
Как видно из фиг. 118, а и б при малых токах нагрузки, когда
магнитная система насыщена,
генератора невелики, т. е.
генератора падает полого.
Последнее вытекает также
изменения э. д. с.
вначале внешняя
и напряжения
характеристика
из уравнений (151) и (152). Когда
магнитная система генератора насыщена, магнитные сопротивления
и сравнительно велики. Следовательно, при таких режимах
эквивалентное сопротивление R9 невелико, и напряжение и э. д. с.
генератора будут незначительно уменьшаться с увеличением тока 1д.
При некотором значении размагничивающего тока или эквива-
лентного ему тока ip магнитная система станет ненасыщенной (точка
на фиг. 118, а\, а магнитные сопротивления R^H и R^p при этом
значительно уменьшатся. Как следует из уравнения (151), величина
—5-~-- и эквивалентное сопротивление R9 в этом случае возрастают.
При дальнейшем увеличении тока нагрузки магнитные сопротивле-
ния ненасыщенной системы и связанные с ними величины остаются
неизменными. Уравнение (151) будет линейным, а следовательно,
внешняя характеристика будет прямолинейно падающей. Так как
величина R9
(JWr) о и
• n р - при ненасыщенной магнитной системе генера-
тора будет значительно больше, чем при насыщенной, то внешняя
характеристика будет после точки вн (фиг. 118, а) более крутопа-
дающей.
Уравнение (151) для значений тока 1дн, при которых магнитная
система генератора будет ненасыщена, можно преобразовать сле-
дующим образом.
Так как магнитное сопротивление R^H при нагрузке 1д > 1дн
для ненасыщенной системы меньше, чем при холостом ходе, то
и..
(154)
Величину эквивалентного напряжения холостого хода U$9 можно
определить, если провести в точке вн касательную к кривой намаг-
ничивания (фиг. 118, а) и продолжить ее до пересечения в точке в9
с перпендикуляром, опущенным из точки в0 на ось абсцисс. Анало-
гичные построения сделаны на фиг. 118, б, где изображены внутрен-
няя и внешняя характеристики генератора. Подставляя значение
Регулирование режима
231
Uq9 из выражения (154) в уравнение (151) и определяя при зна-
чениях отвечающих ненасыщенной магнитной системе, полу-
чим
U,= UOa-Id(R3±R3). (155)
Это уравнение справедливо для режима нагрузки, когда магнит-
ная система генератора будет ненасыщенной.
Если генератор мало насыщен при холостом ходе, то UQ9 =
= UQ. Следовательно, в этом случае уравнение (155) будет справед-
ливым для всех режимов нагрузки от холостого хода до короткого
замыкания.
Напряжение источника питания, равное напряжению дуги,
с учетом падения напряжения в сварочной цепи определится из
уравнения
ид ии = Ua3 - 1д (R, + Ъ), (156)
где — полное сопротивление сварочной цепи (без дуги), вклю-
чая сопротивление участка цепи якоря внутри генера-
тора.
Из этого уравнения можно определить значение сварочного тока
при заданном напряжении дуги:
Короткое замыкание. При коротком замыкании Ud= 0, а ток
возрастает до значения тока короткого замыкания 1К. Э. д. с. гене-
ратора, вследствие размагничивающего действия последовательной
обмотки, снижается до значения, равного падению напряжения
в полном сопротивлении сварочной цепи /?с:
Р - Cwp
~~р * кЪ * к^с'
Уравнения (156) и (157) при Ud = 0 примут вид:
^о,-/к(^ + ^) = О
и
Г _
к R3+Rc‘ (158)
Как видно из уравнения (158), ток короткого замыкания ограни-
чивается главным образом благодаря размагничивающему действию
последовательной обмотки, так как К9 >
§ 4. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
Основным способом регулирования тока 1д при заданном напря
жении дуги Ud в генераторах этого типа является изменение тока
возбуждения iH. При увеличении тока возбуждения напряжение
232
Основы теории работы сварочных генераторов
холостого хода и эквивалентное напряжение возрастают и соот-
ветственно возрастает сварочный ток [см. уравнение (157)].
Регулирование сварочного тока путем изменения тока iH осу-
ществляется при помощи реостата Р, включенного в цепь обмотки
независимого возбуждения (см. фиг. 118). Регулировочная кривая
1д = f (jH) показана на фиг. 119. Недостаток такого способа регули-
рования заключается в том, что для обеспечения требуемой кратности
регулирования тока необходимо чрезмерно увеличивать ток iH.
и напряжение холостого хода
генератора. Это объясняется
тем, что минимальное напряже-
ние холостого хода, соответ-
ствующее минимальному зна-
генератора ГСО-120 при комбиниро-
ванном способе регулирования режима:
/ — ZK=2,45 а 1
1,22 а [
14;
Фиг. 119. Регулировочная
кривая Iq = f (2Я); (/^=20 в.
чению сварочного тока, не
должно быть меньше 40—45 в.
В противном случае возбужде-
ние дуги на малых токах будет
затруднено.
Как известно [36], с увеличением напряжения холостого хода
генератора возрастает его расчетная мощность и соответственно’
увеличиваются линейные размеры, вес активных материалов и потери
в генераторе.
Указанный выше недостаток способа регулирования сварочного-
тока при помощи изменения тока в обмотке независимого возбужде-
ния можно несколько уменьшить, если применять дополнительно
ступенчатое регулирование режима путем изменения числа витков
размагничивающей последовательной обмотки.
Согласно уравнению (157), изменение величины R9, характери-
зующей размагничивающее действие последовательной обмотки,
обусловливает соответствующее изменение сварочного тока. Так как
гч Cwn Р
К3 = • р > то увеличение числа витков wp усиливает [размагничи-
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 233
вающее действие последовательной обмотки и вызывает уменьшение
сварочного тока. Напряжение холостого хода при этом не изменяется.
Применяя комбинированное регулирование режима: грубое, сту-
пенчатое— путем изменения числа витков wp (фиг. 117) и точное,
плавное при помощи изменения тока возбуждения iHi можно обеспе-
чить требуемую кратность регулирования без чрезмерного измене-
ния напряжения холостого хода.
На фиг. 120 изображены внешние характеристики сварочного
генератора ГСО-120 при комбинированном регулировании режима
(см. § 5). Сплошными линиями изображены внешние характеристики
генератора при регулировании путем изменения тока возбуждения
iH на ступени с меньшим числом витков wp (wp = 14); пунктирными
линиями показаны внешние характеристики при тех же примерно
значениях тока возбуждения iH и напряжениях холостого хода,
но при большем числе витков последовательной обмотки (wp = 30).
§ 5. КОНСТРУКЦИЯ и СХЕМЫ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ С НЕЗАВИСИМЫМ)
ВОЗБУЖДЕНИЕМ И РАЗМАГНИЧИВАЮЩЕЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЙ
ОБМОТКОЙ
Сварочные генераторы этой системы изготовлялись в СССР
начиная с 30-х годов, когда был выпущен генератор СМ-32.
В настоящее время в СССР по этой схеме выпускаются следующие
типы сварочных генераторов.
Сварочный генератор СГ-1000-1 и агрегат ПАС-1000. Однопосто-
вой сварочный генератор СГ-1000-1 предназначен для питания авто-
матов для сварки под флюсом* и дуговой резки. Магнитная система
и схема соединения обмоток генератора изображены на фиг. 12 L
234
Основы теории работы сварочных генераторов
Схема включения независимой обмотки возбуждения и последова-
тельной размагничивающей обмотки в основном соответствует схеме
на фиг. 117. Отличием является лишь то, что последовательная
обмотка в генераторе СГ-1000-1 не имеет дополнительных выводов
для ступенчатого регулирования. Как видно из фиг. 121, генератор
имеет шесть основных и шесть дополнительных полюсов. На каждом
из шести основных полюсов размещены катушки независимой и раз-
магничивающей последовательной обмоток возбуждения. Концы
•обмотки независимого возбуждения выведены на клеммы -\-Ш и —Ш
на щитке генератора. К этим клеммам подключается источник постоян-
Фиг. 122. Внешние характеристики
генератора СГ-1000-1.
ного тока, питающий обмотку неза-
висимого возбуждения. На щитке
генератора размещены также две
клеммы с выводами от цепи якоря
(обмотка якоря, обмотка дополни-
тельных полюсов, размагничиваю-
щая обмотка основных полюсов), к
которым подключается сварочная
цепь.
Регулирование режима сварки
производится реостатом Р-45/48,
включенным в цепь обмотки незави-
симого возбуждения. Напряжение
холостого хода генератора при регу-
лировании изменяется. Внешние
характеристики генератора СГ-1 000-1
при различных значениях тока в об-
мотке независимого возбуждения
приведены на фиг. 122. Как видно из фиг. 122, при регулирова-
нии тока в пределах 300—1200 а для номинального рабочего напря-
жения на клеммах генератора 45 в напряжение холостого хода
изменяется в пределах 68—92 в.
Сварочный генератор СГ-1000-1 и приводной дизельный двига-
тель типа 1Д6-150, смонтированные на общей раме с металлическим
^каркасом и закрытые шторами, составляют сварочный агрегат типа
ПАС-1000. Этот агрегат предназначен для питания сварочных авто-
матов в полевых и монтажных условиях. В агрегате ПАС-1000
.питание привода сварочного автомата, а также питание обмотки
независимого возбуждения осуществляются от специального трех-
•фазного синхронного генератора типа СГС-4,5, имеющего следую-
щие данные:* мощность 4,5 ква, напряжение 230 в, ток 11,3 a, f =
= 50 гц, cos = 0,8.
В качестве привода синхронного генератора СГС-4,5 служит
тот же дизельный двигатель 1Д6-150.
Питание обмотки независимого возбуждения сварочного гене-
ратора СГ-1000-1 производится че^ез трехфазный понижающий
трансформатор ТТ-1,85 (мощность 1,85 ква, напряжение 230/60—
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 235
50 в) и селеновый выпрямитель, собранный по трехфазной мосто-
вой схеме (см. главу XVIII).
Сварочный генератор СГ-1000-1 с приводом от асинхронного
двигателя образует стационарный агрегат, предназначенный для
питания сварочных автоматов в цеховых условиях. Основные техни-
ческие данные сварочного генератора СГ-1000-1 и агрегата ПАС-1000
приведены в табл. 9.
Сварочный преобразователь ПСО-120
В 1955 г. Всесоюзный научно-исследовательский институт элек-
тросварочного оборудования (ВНИИЭСО) разработал и передал
в серийное производство однопостовой сварочный преобразователь
ПСО-120 на номинальный ток 120 а.
'Фиг. 123. Внешний вид сварочного преобразователя ПСО-120.
Однокорпусный преобразователь ПСО-120 (фиг. 123) состоит из
ОДН01ЮСТ0В01 о сварочною 1 оператора ГСО-120, имеющего общий
вал с приводным короткозамкнутым асинхронным двигателем типа
АВ-42/2. Сверху на корпусе преобразователя размещены прикрытые
специальным кожухом пакетный выключатель для пуска и остановки
двигателя и реостат для изменения тока в обмотке назависимого
возбуждения сварочного генератора.
Магнитная система и схема соединения обмоток сварочного гене-
ратора ГСО-120 изображены на фиг. 124. Схема соединения.обмоток
генератора ГСО-120 полностью отвечает принципиальной схеме на
фиг. 117. Как видно из фиг. 124, генератор имеет четыре основных
и четыре дополнительных полюса. На одной паре основных полюсов
размещены катушки обмотоки независимого возбуждения, а на дру-
гой паре — катушки размагничивающей последовательной обмотки,
причем на каждом из этой пары полюсов размещено по две катушки
Таблица 9
Основные технические данные сварочных однокорпусных преобразователей и двухмашинных агрегатов постоянного тока
Тип пре- образова- теля или агрегата Сварочный генератор Двигатель Преобразователь или агрегат
Тип Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее на- пряжение в в Номиналь- ный ПР°1о Номиналь- ный ток в а Пределы регули- рования в а Тип Мощность в кет или л. с. Напря- жение в е Скорость вращения в об/мин COS (р Исполне- ние К. п. д. Вес в кг Габариты в мм
Длина се № S Q. S а Высота
ПАС-1000 СГ-1000-1 68—92 45 65 1000 300—1200 Дизельный 1ДВ-150 150 л. с. — 1500 — Двухма- шинный, перенос- ный, на раме, с крышей и шторами — 4000 3920 1500 2100
ПСО-120* ГСО-120 48-65 25 . 65 120 30—60 60—120 Асинхрон- ный ко- ротко- замкнутый АВ-42/2 4 квгп 220/380 2900 0,88 Однокор- пусный, передвиж- ной, на колесах 0,47 155 1055 550 730
ПС-500 ГС-500 60—90 40 65 500 120—300 300-600 Асин- хронный коротко- замкнутый А-72/4 28 кет 220/380 1450 0,86 То же 0,54 960 1400 770 1140
ПСО-500* ГСО-500 58—86 40 65 500 125-300 250-600 Асин- хронный коротко- замкнутый А-72/4 28 кет 220/380 1450 0,86 • 0,54 780 1275 770 1080
* Указанные преобразователи и агрегаты переданы в серийное производство.
Основы теории работы сварочных генераторов
Продолжение табл. §
Тип пре- образова- теля или агрегата Сварочный генератор Двигатель Преобразователь или агрегат
Тип Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее на- пряжение в в Номиналь- ный //Р% Номиналь- ный ток в а Пределы регули- рования в а Тип Мощность в кет или л. с. Напря- жение в е Скорость вращения в об/мин. COS <Р Испол- нение Ч с X Вес в кг Габариты в мм
Длина А Ширина св О 3 £Q
САМ-400 СГП-3-V 60—90 40 65 500 120-600 Асинхрон- ный ко- роткозам- кнутый МАР-82- -73/4 32 кет 220/380 1460 — Стацио- нарный двух- машинный, на раме — 1450 1760 740 940
САМ-400-1 СГП-3-V 60—90 40 65 500 120—600 Постоян- ного тока, тип ПН-290 32 кет 220 1500 — То же — 1630 1980 650 940
ПАС-400-VI СГП-3-VI 60-90 40 65 500 120—400 350—600 Автомо- бильный бензино- вый ЗИС-120 90 л. с. — 1600 — Двухма- шинный, перенос- ный, на раме, с крышей и метал- лическими шторами — 1900 2870 880 1920
АСБ-300-2* ГСО-300 47-73 30 65 300 75—180 175—320 Автомо- бильный бензино- вый ГАЗ-МК 30 л. с. — 1450 — Двухма- шинный, перенос- ный на раме, с крышей — 850 2080 810 1730
АСД-3-1 ** СГП-3-VIII 60-90 40 65 500 120—600 Дизельный ЯАЗ-204Г — — — — Двухма- шинный, перенос- ный — — — — —
* Указанные преобразователи и агрегаты переданы в серийное производство. ** Агрегаты АСД-3-1 выпускались отдельными партиями.
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 237
Продолжение табл. 9
Тип пре- образова- теля или агрегата Сварочный генератор Двигатель Преобразователь или агрегат
Тип Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее на- пряжение в в Номиналь- ный ПР°1о Номинальный ток в а Пределы регули- рования в а Тип Мощность в кет или л. с. Напря- жение в в Скорость вращения в об/мин COS ср Исполне- ние К. п. д. Вес в кг Длина “ W •о Ширина н а Высота |
СМП-3 * СМП-3 45-68 4Q 75 500 150—600 Асин- хронный с контакт- ными кольцами МКА-22/4- -С 36 кет 220/380 1450 0,89 Стацио- нарный, двухма- шинный, на фунда- ментной плите — 1500 2445 680 796
ПС-300-М СГ-300-М 50—76 30—35 65 340 80-380 Асин- хронный коротко- замкнутый А-62/4 14 кет 220/380 1450 0,87 Однокор- пусный, передвиж- ной на колесах 0,57 600 1200 755 1180
ПС-300 СГ-300 50-73 35 65 340 70—380 То же 14 кет 220/380 1450 0,87 То же 0,57 620 1220 755 1180
СУГ-2р СМГ-2Г-П 50-68 30 65 300 45—100 75—175 130—320 Асин- хронный коротко- замкнутый А-62/4 14 кет 220/380 1450 0,87 Двух- машинный, передвиж- ной, на тележке с колесами —- 550 1620 626 1080
САМ-250 *Уь СМГ-2г-1У сазанные агр 50—68 егаты и 30 преоб 65 >разов 300 (атели 45—100 75—175 130—320 [ выпускал» Постоян- ного тока типа ПН-100 [сь до Вели 14,25 кет кой Оте 220 чественной 1560 войнь: Двух- машинный стационар- ный, на фунда- ментной плите 0,5 700 1610 550 920
Основы теории работы сварочных генераторов
Продолжение табл. 9
Тип пре- образова- теля или агрегата Сварочный генератор Двигатель Преобразователь или агрегат
Тип Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее на- пряжение в е Номиналь- ный иР°1а Номиналь- ный ток в а Пределы регулиро- вания в а Тип Мощность в кет или л. с. Напря- жение в в Скорость вращения в об/мин COS ср Исполне- ние 1. к. П. д. Вес в кг Габа CQ Я S ч ч я Ширина н со Высота
CAK-2M-VI CMT-2M-VI 50—76 30 65 зол 75-340 Автомо- бильный бензино- вый ГАЗ-МК 30 л. с. — 1430— 1550 — Двухма- шинный, перенос- ный, на раме, с крышей — 900 2080 810 1730
САК-2Г-Ш СМГ-2г-П1 50-68 30 65 300 45—100 75—175 130—320 То же 30 л. с. — 1430 — То же — 900 2120 820 1750
CA£-2r-IV CMT-2r-IV 50—68“ 30 65 300 45-100 75—175 130—320 30 л. с. — 1430— 1550 — — 900 2120 806 1730
СУГ-26 * СМГ-26 50—68 25 70 300 75—360 Асин- хронный коротко- замкнутый МКФ-29/4 11,5 кет 220/380 1430 0,85 Однокор- пусный передвиж- ной, на колесах 0,53 550 1270 626 1150
СУП-0* *Ук СГП-0 [азанные агр 30-40 егаты и 25 преоС 75 >разо! 100 зател! 15—120 1 выпускал! Асинхрон- ный ко- роткозам- кнутый АД-32/2 ись до Вели 4,2 кет [кой Отс 220/380 зчественной 2930 ВОЙН1 0,88 Я. То же 0,52 160 1110 370 435
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 239*
Продолжение табл. 9
Тип пре- образова- теля или агрегата Сварочный генератор Двигатель Преобразователь или агрегат
Тип Напряжение холостого хода в в Номинальное рабочее на- пряжение в в Номиналь- ный /7Р°/0 Номиналь- ный ток в а Пределы регулиро- вания в а Тип Мощность в кет или л. с. Напря- жение в в Скорость вращения в об/мин COS ср Исполне- ние К. п. д. Вес в кг Габариты в мм
Длина Ширина Высота
СУП-1-111* СГП-1 30-42 30 75 185 70—250 Асин- хронный, коротко- замкнутый МКФ-25/4 8,4 квпг 220/380 1430 0,86 Однокор- пусный, передвиж- ной, на колесах 0,54 400 1210 626 870
СУП-2 * СГП-2 30-42 30 75 300 90-350 Асин- хронный коротко- замкнутый МКФ-29/4 11,5 кет 220/380 1430 0,85 То же 0,54 500 1245 626 1155
Много- постовой ПСМ-1000 * У1 СГ-1000 сазан ные агр 60 >егаты и 60 преоС 100 )разо1 1000 зател! 9 постов, с регули- рованием от 10 до 200 а каждый 1 выпускал! Асин- хронный коротко- замкнутый ВДЭ-75-4 ясь до Вел1 75 кет 1кой От< 220/380 гчественной 1450 ВОЙН1 0,9 я. Стацио- нарный, однокор- пусный 1470 865 910
Основы теории работы сварочных генераторов
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 241
последовательной обмотки. На первой ступени регулирования (30—
60 а) включены все четыре катушки последовательной обмотки
(шр = 30). Сварочная цепь подключается к левой и средней клем-
мам на щитке генератора. При работе на второй ступени (60—120 а)
включены только две катушки последовательной обмотки (шр —
= 14) по одной катушке на каждом из двух полюсов. Сварочная
цепь подключается к двум крайним клеммам на щитке генератора.
Фиг. 124. Электромагнитная схема генератора ГСО-120 и схема включения двигателя
сварочного преобразователя ПСО-120:
Г — генератор ГСО-120; АД — асинхронный двигатель АВ-42/2; ДКГ — клеммная доска гене-
ратора; Р— реостат; В — выпрямитель ВС-47, ДКД— клеммная доска двигателя, ПК — па-
кетный выключатель ПКЗ-25; ДПД — доска переключения обмоток статора двигателя в звезду
или треугольник.
Плавное регулирование сварочного тока в пределах каждой
ступени производится реостатом Р, включенным в цепь обмотки
независимого возбуждения. Внешние характеристики сварочного
генератора ГСО-120 были приведены на фиг. 120.
Обмотка независимого возбуждения (фиг. 124) питается от сети
переменного тока через селеновый выпрямитель В, включенный по
однофазной мостовой схеме двухполупериодного выпрямления (см.
главу XVIII). Выпрямитель подключается к двум точкам одной из
фаз обмотки асинхронного двигателя (Q и С7), напряжение между
которыми равно около 50 в.
На фиг. 124 показана также схема включения короткозамкнутого
асинхронного двигателя преобразователя ПСО-120. Для пуска
16 Рабинович 22
242
- Основы теории работы сварочных генераторов
и остановки двигатель снабжен пакетным выключателем ПК щитку
переключения двигателя ДПД сделаны шесть выводов от обмоток
статора (Сх — С6). Эти выводы служат для включения обмоток
статора двигателя в треугольник при напряжении трехфазной сети
220 в или в звезду при напряжении 380 в.
Основные технические данные сварочного генератора ГСО-120
и преобразователя ПСО-120 приведены в табл. 9.
Сварочные генераторы зарубежных фирм
Схема сварочного генератора с намагничивающей обмоткой
независимого возбуждения и размагничивающей последовательной
обмоткой довольно широко распространена в зарубежной технике.
Американская фирма Линкольн (Lincoln) выпускала серию сва-
рочных генераторов на 200, 300, 400 и 600 а. Генераторы выпуска-
лись в трех модификациях: для
однокорпусных преобразователей с
приводом от асинхронного коротко-
замкнутого двигателя или двигателя
постоянного тока и для двухмашин-
ных агрегатов с приводом от дви-
гателей внутреннего сгорания (газо-
линовых). Питание обмотки незави-
симого возбуждения в однокорпус-
ных преобразователях с асинхрон-
ными двигателями или в двухма-
шинных агрегатах е газолиновыми
двигателями производилось от спе-
циального возбудителя — маломощ-
ного генератора постоянного тока
с параллельным самовозбуждением.
Сварочные генераторы фирмы Линкольн имеют комбинированное
(двойное) регулирование: режим сварки настраивается как путем
изменения тока в обмотке независимого возбуждения, так и посред-
ством изменения размагничивающего действия последовательной ~
обмотки. Изменение размагничивающего действия достигается при
помощи шунтирования тока в последовательной обмотке. Для этого
применяется так называемый активно-индуктивный шунт, пред-
ставляющий собой тороид с железным сердечником (фиг. 125).
Обмотка тороида ИЦ выполненная из голого провода, обладает
некоторым активным (омическим) сопротивлением RU1. При помощи
скользящего контакта, состоящего из щеток, прижимаемых пружи-
нами к виткам тороида, можно изменять число включенных витков
и соответственно изменять сопротивление шунта Rttt.
Соотношение токов в размагничивающей последовательной об-
мотке ПР — 1р и шунте Ш — 1Ш зависит от соотношения их сопро-
й _ R
тивлении -f- =
1 iu Хр
Фиг. 125. Схема сварочного гене-
ратора фирмы Линкольн.
Конструкция и схемы генераторов с независимым возбуждением 243
При уменьшении сопротивления Rlu ток I,, и соответственно
размагничивающее действие последовательной обмотки уменьшаются,
а сварочный ток при неизменном значении напряжения дуги воз-
растает. Внешняя характеристика генератора становится более поло-
гой. Напряжение холостого хода при этом не изменяется.
Благодаря большому числу витков шунта изменение сопротивле-
ния и соответственно регулирование сварочного тока происхо-
дит достаточно плавно.
При изменении тока в неза-
висимой обмотке НО сопротив-
лением PH одновременно изме-
няются и напряжение холостого
хода, и сварочный ток. Соче-
тая оба способа плавного регу-
лирования, можно при помощи
изменения тока в независимой
обмотке настроить требуемое
напряжение холостого хода, а
при помощи изменения сопро-
тивления шунта получить не-
обходимый сварочный ток.
Фиг. 126. Изменение внешних характе-
ристик сварочного генератора фирмы
Линкольн при комбинированном регу-
Благодаря комбинирован-
ному способу регулирования
один и тот же режим сварки
МОЖНО настроить как при поло- лировании режима.
го падающей внешней характе-
ристике с низким напряжением холостого хода (кривая 1 на
фиг. 126), так при круто падающей внешней характеристике
с высоким напряжением холостого хода (кривая 2 на фиг. 126).
На фиг. 126 пунктиром показаны предельные внешние характе
ристики генератора: кривая 3 — при минимальном токе в незави-
симой обмотке и максимальном размагничивающем действии после-
довательной обмотки; кривая 4 — при максимальном токе в неза-
висимой обмотке и минимальном размагничивающем действии после-
довательной обмотки. Кратность регулирования сварочного тока
в описываемых генераторах фирмы Линкольн составляет 6,25.
Так как шунт представляет собо'й катушку с железным сердеч-
ником, то он обладает сравнительно большой индуктивностью.
Благодаря этому увеличива’ется общая индуктивность сварочной
цепи, что несколько улучшает динамические свойства сварочного»
генератора (см. главу XIII).
'Американская фирма Хобарт (Hobart) также выпускает свароч-
ные генераторы с независимым возбуждением и размагничивающей
последовательной обмоткой на 200, 300, 400 и 600 а, предназначен-
ные для однокорпусных преобразователей с электрическим приво-
дом и сварочных агрегатов с газолиновыми двигателями. Регули-
рование в этих генераторах комбинированное: плавное — при помощи
16*
244
Основы теории работы сварочных генераторов
реостата в независимой обмотке и ступенчатое — путем секциони-
рования размагничивающей последовательной обмотки. Изменение
числа витков wp осуществляется при помощи переключателя с де-
сятью ступенями соответственно числу секций последовательной
обмотки. Благодаря такому большому числу секций достигается
плавное регулирование сварочного тока в весьма широком диапа-
зоне при небольшом изменении напряжения холостого хода. Однако
большое число секций и выводов от последовательной обмотки
несколько увеличивает расход меди и усложняет конструкцию регу-
лирующего устройства.
Рассматриваемая система сварочных генераторов широко при-
меняется фирмой Кельберг (Германия) для однокорпусных преобра-
зователей с электрическим приводом серии KW. Питание обмотки
независимого возбуждения осуществляется от сети переменного тока
через полупроводниковые (купроксные или селеновые) выпрями-
тели, собранные по однофазной мостовой схеме двухполупериодного
выпрямления.
В генераторах KW-300 (на 300 а) имеются две ступени переклю-
чения последовательной обмотки подобно принципиальной схеме,
изображенной на фиг. 117.
В более мощном генераторе на 500 а типа KW-500 для снижения
тока и потерь в независимой обмотке при холостом ходе применяется
специальное реле, катушка которого включена последовательно
в сварочную цепь. При холостом ходе нормально открытый кон-
такт этого реле разомкнут. В этом случае в цепь обмотки независи-
мого возбуждения включено полное сопротивление регулирующего
реостата, а напряжение холостого хода равно (/0 = 40 в. При замы-
кании сварочной цепи реле срабатывает и замыкает контакт, который
шунтирует часть сопротивления регулирующего реостата. Благодаря
этому ток в независимой обмотке увеличивается, а напряжение
холостого хода возрастает до 80 в.
§ 6. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
С НЕЗАВИСИМЫМ ВОЗБУЖДЕНИЕМ
И РАЗМАГНИЧИВАЮЩЕЙ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЙ ОБМОТКОЙ
Сварочные генераторы этой системы обладают следующими
основными свойствами:
а) Форма внешней характеристики генераторов и способы регу-
лирования режима удовлетворяют требованиям, предъявляемым
к источникам питания сварочной дуги.
б) Для питания обмотки независимого возбуждения генератора
необходимо иметь отдельный источник по-
стоянного тока, что несколько усложняет и удорожает
конструкцию генератора и снижает к. п. д. сварочного агрегата.
В агрегатах с двигателями внутреннего сгорания для питания
возбуждения применяются специальные маломощные генераторы-
Основные свойства генераторов с независимым возбуждением 245
возбудители, что, помимо удорожания оборудования, усложняет
эксплуатацию, так как увеличивается число вращающихся машин,
входящих в состав агрегатов и требующих соответствующего ухода,
в) Сварочные генераторы этой системы могут быть многополюс-
ными, что повышает экономичность конструкции и улучшает усло-
вия эксплуатации. Как известно, в многополюсных машинах постоян-
ного тока лучше используются активные материалы и улучшаются
условия коммутации и работы щеток.
г) При размещении независимой и последовательной обмоток
на одном полюсе динамические свойства генератора ухудшаются
вследствие большой взаимоиндукции между этими обмотками (см.
главу XIII). Для уменьшения взаимоиндукции и улучшения дина-
мических свойств генератора следует обмотки возбуждения разме-
щать на разных полюсах. В этом случае динамические свойства
генераторов удовлетворяют существующим техническим требованиям.
д) В генераторах этой системы, как и во всех других типах сва-
рочных генераторов, имеющих падающую внешнюю характеристику,
напряжение холостого хода £70 значительно превосходит номиналь-
ное рабочее напряжение UH. Вследствие этого расчетная мощность
сварочного генератора Рр = UQIH больше полезной номинальной
мощности генератора Рн — UHIH- Отношение этих мощностей
Рн _ Uh_ _ ь
Рр ~ Uq~r“
может быть названо коэффициентом использования расчетной или
установленной мощности сварочного генератора. Обычно в свароч-
ных генераторах ku = 0,4 0,5. В нормальных (обычных) генера-
торах постоянного тока общего назначения, имеющих жесткую
внешнюю характеристику, напряжение холостого хода приблизи-
тельно равно рабочему напряжению генератора, т. е. в таких ге-
нераторах расчетная мощность равна номинальной полезной мощ-
ности: Рр = Рн и ka = 1.
Как уже указывалось (см. § 4), линейные размеры, вес активных
материалов, мощность возбуждения, а также потери в электрических
машинах (потери в стали на гистерезис и вихревые токи; потери
механические, потери на джоулево тепло в обмотках и т. п.), воз-
растают с увеличением расчетной мощности Рр* *. Следовательно,
при одинаковых значениях номинальной полезной мощности свароч-
ный генератор будет иметь большие линейные размеры, больший вес
активных материалов и относительно большие потери, чем нормаль-
ный генератор постоянного тока, так как расчетная мощность у сва-
рочного генератора будет значительно больше. Кроме того, потери
4
* Линейные размеры изменяются пропорционально У Рр, а вес активных мате-
4______________________________
риалов и потери — пропорционально УРр3 [36].
246
Основы теории работы сварочных генераторов
в низковольтных сварочных генераторах будут больше также
вследствие того, что эти генераторы в большинстве случаев имеют
последовательные обмотки и усиленные обмотки дополнительных
полюсов, а потери в переходных контактах щеток составляют в низко-
вольтных машинах относительно большую величину, чем в нормаль-
ных генераторах постоянного тока.
Вследствие того, что потери в сварочных генераторах относи-
тельно велики, к. п. д. в них ниже, чем в нормальных генераторах
постоянного тока, имеющих ту же полезную номинальную мощность
или одинаковую расчетную мощность. Последнее наглядно видно из
следующего расчета. Допустим, что оба генератора имеют одинако-
вую расчетную мощность Рр и соответственно равные мощности
потерь Рп.
К. п. д. генератора можно определить из следующего уравнения:
-П =—^—
Рн + Рп
Для нормального генератора постоянного тока Рн = Рр, так
как ku = 1, откуда
РР
^гн Рр + Рп'
Для сварочного генератора Рн =± Ppku, a ku~ 0,4 -т- 0,5.
Следовательно,
Р ркц
^гс== Ppku+Pn •
Из этих уравнений можно выразить соотношение между
и ч\гн в следующем виде:
Чгс 1
^гн + (1 ~ ^гн)
Из последнего уравнения видно, что с увеличением напряжения
холостого хода, т. е. с уменьшением ku, к. п. д. сварочного генера-
тора с падающей внешней характеристикой уменьшается по сравне-
нию с к. п. д. генератора постоянного тока, имеющего жесткую
внешнюю характеристику.
Принимая, что с учетом всех потерь в низковольтном генераторе
т\гн = 0»78 -4- 0,82 и ku = 0,4 -н 0,5, можно* вычислить значения
т\гс = 0,58 -т- 0,70, откуда средний к. п. д. сварочного преобразова-
теля с учетом к. п. д. приводного двигателя и средней загрузки
сварочного генератора составит около 0,5—0,6, что значительно
ниже, чем у сварочных трансформаторов.
ГЛАВА XIII
ОСНОВЫ ТЕОРИИ ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССОВ В СВАРОЧНЫХ
ГЕНЕРАТОРАХ ПОСТОЯННОГО ТОКА
§ 1. ПЕРЕХОДНЫЕ ПРОЦЕССЫ В СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРАХ
И МЕТОДЫ ИХ АНАЛИЗА
Переходные процессы возникают в электрических цепях свароч-
ных генераторов при нарушении установившегося режима, под
действием какого-либо возмущения. В условиях дуговой сварки от
генераторов наиболее реальным возмущением является изменение
длины дуги или пропорционального ему напряжения дуги. Характер
и скорость протекания переходных процессов в сварочных генера-
торах определяют их динамические свойства и оказывают существен-
ное влияние на стабильность режима сварки и устойчивость дуги
(см. главу III).
Как было показано в главе I, дуга является нелинейным элемен-
том электрической цепи, падение напряжения в котором не зависит
в большинстве случаев от изменения тока, т. е. Ud = f (1д) = const.
Вследствие этого дугу следует рассматривать не как нагрузку с экви-
валентным постоянным сопротивлением, а как потребителя с постоян-
ной противо э. д. с., равной напряжению дуги.
В соответствии с этим всякое изменение (возмущение) напряжения
дуги в дальнейшем будет рассматриваться как изменение противо
э. д. с. в сварочной цепи, которое не зависит от тока и при переходном
процессе остается неизменным \
Рассмотрим явления, происходящие при переходных процессах
в сварочных генераторах с независимым возбуждением и размагни-
чивающей последовательной обмоткой.
Как будет показано в последующих главах, принцип действия
большинства типовых сварочных генераторов может быть при неко-
торых допущениях сведен к единому принципу действия сварочного
генератора с независимым возбуждением и размагничивающей
последовательной обмоткой, схема которого наиболее четко отражает
1 В дуге с плавящимся электродом всякое отклонение длины дуги будет с тече-
нием времени изменяться вследствие явления саморегулирования. Однако для упро-
щения анализа этим явлением можно пренебречь, так как длительность процесса
саморегулирования обычно значительно больше времени переходного процесса
в генераторе.
248 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
явления, происходящие в сварочных генераторах. Поэтому при
анализе переходных процессов схема генератора этой системы может
быть принята в качестве обобщенной типовой принципиальной схемы
сварочных генераторов (фиг. 127).
При мгновенном (ступенчатом) изменении напряжения дуги на
величину ид, которое будет действовать во все время переходного
процесса и после его окончания, в первый момент времени (t = 0)
вследствие наличия индуктивности в сварочной цепи ток не может
измениться мгновенно. Отклонение его будет нарастать во времени,
Фиг. 127. Обобщенная принципиальная схема сварочного
генератора.
и лишь по окончании переходного процесса в устойчивой системе
«источник питания — дуга» отклонение тока достигает своего уста-
новившегося значения id. В сварочных генераторах, имеющих падаю-
щую внешнюю характеристику, знаки отклонений ид и id будут
разными (см. главу III). Условимся считать увеличение напряжения
дуги за положительное- возмущение.
Изменяющееся во времени отклонение тока обозначим через
Так как в сварочной цепи имеются индуктивности, то изменение-
тока при переходном процессе вызывает появление э. д. с. самоин-
дукции:
где Lc — полная индуктивность сварочной цепи, равная сумме*
индуктивностей якоря, обмотки дополнительных полю-
сов, последовательной обмотки возбуждения генератора
Lp и индуктивности внешней сварочной цепи Lcm, в гн.
При отсутствии специальной катушки с сердечником, включен-
ной в сварочную цепь, и при коротких сварочных проводах можно
считать Lc = Lp.
Последовательная обмотка и обмотка независимого возбуждения
имеют общий магнитопровод, и потоки, создаваемые н. с. обмоток,
взаимно пронизывают контуры обеих обмоток. Такие цепи назы-
ваются цепями со взаимоиндуктивностью. Изменение тока в свароч-
Переходные процессы в генераторах и методы их анализа
249’
нои цепи вызывает соответствующее изменение потока последова-
тельной обмотки, что обусловливает наведение в обмотке независи-
мого возбуждения э. д. с. взаимоиндукции:
^пн lvlo fa >
где Мо = —
— взаимоиндуктивность обмоток возбуждения гене-
ратора в гн\
— число витков обмотки независимого возбужде-
ния;
wp — число витков размагничивающей последова-
тельной обмотки;
— магнитное сопротивление общего магнитопро-
вода обмоток в ojw-1 сект1.
Э. д. с. взаимоиндукции епн вызывает отклонение тока в обмотке-
независимого возбуждения iB, изменяющееся во времени. Это откло-
нение тока в обмотке независимого возбуждения, в свою очередь,
вызывает изменение э.*д. с. генератора евр и наведение в последо-
вательной обмотке э. д. с. взаимоиндукции енп:
CiewH .
^вр ~ —р ~
е м
нп ° dt
где kz = ----коэффициент наведения э. д. с. во вращающемся'
А р-н
якоре от тока в обмотке независимого возбужде-
ния, в в-а-1;'
— магнитное сопротивление на пути потока обмотки:
независимого возбуждения в омГ1 сек'1.
В самой обмотке независимого возбуждения изменение тока:
обусловливает возникновение э. д. с. самоиндукции
ен —
di$
» dt~ ’
где LH — индуктивность обмотки независимого возбуждения.
Влиянием реакции якоря, а также взаимоиндуктивностью обмо-
ток возбуждения и обмотки якоря в рассматриваемом генераторе-
можно пренебречь при условии, что магнитная система мало насы-
щена, а щетки расположены на геометрический нейтрали.
* Потоки индуктивно связанных обмоток возбуждения генератора направлены
встречно. Вследствие этого э. д. с. взаимоиндукции в одной из цепей будет направлена
согласно с током и э. д. с., действующими в этой цепи, если ток в другой цепи уве-
личивается. Поэтому выражение для э. д. с. взаимоиндукции принято нами с поло-
жительным знаком.
250 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
Из описания явлений в сварочных генераторах при переходном
процессе следует, что возмущение по напряжению дуги не только
вызывает изменение всех величин, определяющих режим работы
сварочной цепи (э. д. с., напряжений и токов), но и обусловливает
переходный процесс и изменение соответствующих величин во взаимо-
связанной с ней цепи независимого возбуждения.
Анализ переходных процессов заключается в определении закона
(уравнения) изменения во времени основных величин — тока и напря-
жения, определяющих режим работы электрической цепи, в данном
случае — сварочного генератора.
Методы анализа переходных процессов в линейных электри-
ческих цепях, т. е. в цепях с неизменными параметрами, разработаны
в настоящее время достаточно полно.
Переходный процесс в линейных электрических цепях опреде-
ляется системой линейных дифференциальных уравнений с постоян-
ными коэффициентами. Операторный метод решения дифференци-
альных уравнений позволяет алгебраизировать их путем замены при
нулевых начальных условиях оператора дифференцирования -Jj-на
множитель р и оператора интегрирования на множитель —. Искомая
величина выражается при этом в виде алгебраической функции f (р).
Функция f (р) называется изображением искомой величины. После-
дующей задачей является нахождение по этому изображению иско-
мой величины как функции времени f (/), т. е. нахождение так назы-
ваемого оригинала функции. Оригинал функции f (t) и является
искомым решением системы дифференциальных уравнений, описы-
вающих переходный процесс в линейных электрических цепях.
Нахождение оригинала функции / (/) производится по формуле,
основанной на функциональном преобразовании Лапласа и методе
интегральных вычетов. Применение перечисленных выше методов
анализа, как будет показано ниже на конкретных примерах, зна-
чительно упрощает как составление дифференциальных уравнений
переходного процесса, так и их решение х.
Электрические цепи в сварочных генераторах не являются линей-
ными, так как параметры цепей L, 7И, а также величины R9 и kz
зависят от насыщения магнитопроводов генератора и режима его
работы (тока и напряжения). Поэтому применение описанных выше
методов анализа переходных процессов возможно лишь при неко-
торых допущениях, которые, естественно, уменьшают точность полу-
ченных решений.
1 Задача данной главы состоит не в подробном изложении и обосновании пере-
численных выше методов анализа переходных процессов, а заключается лишь в при-
менении этих методов для выявления особенностей переходных процессов в сва-
рочных генераторах. Систематическое изложение и обоснование методов исследо-
вания переходных процессов дается в специальной литературе, например, [47]
Анализ переходных процессов при возмущении по напряжению дуги 251
При режимах, близких к рабочим, когда генератор слабо насы-
щен, можно положить магнитное сопротивление постоянным.
При этом допущении система линеаризуется, так как параметры сва-
рочного генератора также следует считать постоянными.
В этом случае при расчете переходных процессов можно прини-
мать эти величины постоянными и равными средним значениям
в рассматриваемом диапазоне изменения сварочного тока.
При уточнении результатов анализа следует учитывать, что пара-
метры L, М, R9, k2 при усилении насыщения, т. е. при увеличении
магнитных сопротивлений уменьшаются.
§ 2. АНАЛИЗ ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССОВ В СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРАХ
ПРИ ВОЗМУЩЕНИИ ПО НАПРЯЖЕНИЮ ДУГИ
Рассмотрим общий случай переходных процессов при возмущении
ло напряжению дуги ид.
Уравнение равновесия э. д. с. и напряжений в генераторе при
установившемся статическом режиме до возникновения возмущения
{t < 0) согласно (156) будет иметь вид:
для цепи якоря и сварочной цепи
t/o-i/dO = /ao(^ + ^) (159)
и для цепи независимого возбуждения
U н
(160)
где UQ = = k2iHQ — напряжение холостого хода;
t/d0, 1дъ> — напряжение, ток дуги и ток в обмотке
независимого возбуждения до возникно-
вения возмущения;
t/rt, RH — постоянное напряжение питания и сопро-
тивление цепи обмотки независимого
возбуждения;
остальные обозначения были приведены ранее.
После приложения положительного возмущения по напряжению
дуги ид токи в сварочной цепи и цепи обмотки независимого воз-
буждения будут меняться. Значение этих токов 1д и iH при переход-
ном процессе можно выразить через их начальные значения и изме-
няющиеся во времени отклонения:
1 н ~ ^нО “1“
(161)
Уравнение равновесия э. д. с. и напряжений’ при переходных
процессах с учетом э. д. с., возникших при изменении токов 1д и
можно написать так:
252 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
И
UH = iHRH + —
н н 'н । н at 0 at
Эти уравнения с учетом начальных значений токов IdQ и iHQ>
[см. уравнение (161)] преобразуем к следующему виду:
Ц) — ^до — ид~ ho (В* + Вс) + (Вэ "И Вс) +
+ (162>
V. = + iA, +Р,%--м/£. (163>
Сопоставляя дифференциальные уравнения переходного про-
цесса с уравнениями (159) и (160) для установившегося режима,,
получим следующую систему дифференциальных уравнений для
отклонений сварочного тока id и тока возбуждения ie\
-~ид = id (Rg + Rc) 4- Lcd-% - k;ie - Mod-£
И
Для решения этой системы дифференциальных уравнений вве-
d ъ
дем оператор p = — t Введение оператора р позволяет алгебраизи-
ровать уравнения, т. е. рассматривать систему дифференциальных
уравнений как систему алгебраических уравнений.
Тогда
— «о = id (р) (Я» + -I- Lrpia (р) — k,is (р) — (/>); (164)
'в (Р) Ян + CHpie (Р) — Mopid (Р) = 0, (165)
где id(p) и ie (р) — изображения искомых величин.
Решим уравнение (165) относительно 1в(р)'-
= (166)
I ^нР
и подставим это значение в уравнение (164).
Произведя некоторые преобразования, получим
~ . (Рн + ^нР) (Р-Э 4“ - М0Р (kg-\-Mop) /1С71
- = Ч (Р)-------------Ph+LhP---------------• (167>
Анализ переходных процессов при возмущении по напряжению дуги 253
Решая уравнение (167) относительно zd(p), найдем алгебраиче-
скую функцию искомой величины от оператора р, т. е. найдем так
называемое изображение искомой величины. После несложных пре-
образований получим
4- LHp
^(Р) U^LHLc-M20]p2 + [LH(R3+Rc) + LcRH-keM0]p+(R9+Rc)RH’
(168)
Подставляя значение 1д(р) в уравнение (166), найдем изображе-
ние второй искомой величины:
Мор
(169)
Для определения искомой величины i как функции времени
необходимо найти по изображениям этой величины i (р) оригинал
искомой величины i (/).
Согласно теории интегральных вычетов можно найти оригинал
искомых величин i (/) по следующей формуле:
где Q(p) — числитель дроби в уравнениях (168) и (169);
N (р) — знаменатель дроби в этих же уравнениях;
рк — корни уравнения: pN(p) = Q, откуда ро = 0, а осталь-
ные корни определяются из характеристического урав-
нения N (р) 0.
Как видно из уравнений (168) и (169), значения функции N (р)
и характеристическое уравнение N (р) — 0 будут для обеих иско-
мых величин одинаковыми, т. е.
N (р) = (LHLC - Ж2) р2 + [LH (R, + Rc) + Ь^н-кгМ0] p + (R3 + RC)RH.
Для упрощения анализа введем следующие обозначения по-
стоянных коэффициентов в уравнении N (р):
LHLC Мо — aQ,
LH 4" 4" LCRH —
(/?э + Rc)
откуда
N(p) ^а^ + а.р + а^.
254 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
Из последнего выражения определим корни характеристического»
уравнения М(р) = 0 и значение производной [рЫ(р)]Рк:
-«1 + /а2-4а0а2 - а, -/а? - 4аоа2
=’ Р* =------------------------------ъГ0--------- (171>
и
[р^(р)1Рл = Заор2 +2a^ + a2. (172)
Подставляя полученные значения в общую формулу (170), можно
определить уравнения изменения отклонений id и 1в в функции
времени:
h Rh+LhPk-----j. I73)
I ЗЯоР/с + ^а1Рк + «2
/с=0
к=2
iAt) =Ч\ 3—2 ,M20fyD , fl (174)
/ । ЗлоР/с + + °2
к= О
Корни характеристического уравнения определяют характер пере-
ходного процесса.
Как видно из выражения (171), корни характеристического урав-
нения второго порядка в зависимости от значения его коэффици-
ентов могут быть действительными и разными, либо действительными
и равными, либо мнимыми. 1
В случае действительных и разных корней, когда дискрими-
нант al — 4ооа2 >0, а рк < 0, переходный процесс будет апе-
риодически затухающим. Значение i (/) при t -» оо будет стремиться
к определенному установившемуся значению, так как члены, содер-
жащие ер , будут с течением времени убывать, если рк < 0.
При мнимых корнях (а? — 400^2 < 0) переходный процесс будет
колебательным и затухающим, если вещественная часть корня отри-
цательная. Однако следует указать, что условие получения мнимых
корней (а? — 4«о^2 < 0) есть математическая граница колебатель-
ного характера переходных процессов. В реальных условиях пере-
ходные процессы могут практически иметь апериодический характер
даже при мнимых значениях корней.
Для действительных и равных корней приведенная формула (170)
неприменима. Вследствие этого для определения функции i (t)
приходится прибегать к другим преобразованиям, на которых не
будем останавливаться, так как расчеты показывают, что для сва-
рочных генераторов этот случай является крайне редким и не имеет
практического значения.
Анализ переходных процессов при возмущении по напряжению дуги 255
Из теории автоматического регулирования известен ряд крите-
риев, позволяющих выявить условия затухания переходного про-
цесса без решения характеристического уравнения. Так, например,
согласно критерию Гурвица, системы, описываемые уравнением вто-
рого порядка, будут устойчивыми, т. е. переходный процесс в них
будет затухающим, если коэффициенты характеристического урав-
нения Оо, ах, будут положительными. В сварочных генераторах
с падающими внешними характеристиками это условие всегда выпол-
няется.
В генераторах с возрастающей характеристикой, когда последо-
вательная обмотка оказывает подмагничивающее действие (R9 < 0),
коэффициент а2 может стать отрицательным, если |7?э| > Rc. По-
этому генератор с возрастающей внешней характеристикой при пита-
нии дуги, у которой напряжение не зависит от тока, будет неустой-
чивым при нарушении установившегося состояния.
При питании дуг с возрастающими статическими характеристи-
ками можно допустить, чтобы внешняя характеристика генератора
была также возрастающей. Однако, если не учитывать саморегули-
рования дуги, то и в этом случае абсолютная величина R должна
быть меньше общего сопротивления сварочной цепи, включая и оми-
ческую составляющую сопротивления дуги.
Это условие можно сформулировать несколько иначе: система
будет устойчива, если крутизна возрастания внешней характеристики
будет меньше крутизны возрастания статической характеристики
дуги.
Указанные выше условия динамической устойчивости сварочного
генератора при переходном процессе полностью совпадают с усло-
виями статической устойчивости систем питания дуги, которые были
сформулированы в главе III.
Аналитическое и опытное исследование переходных процессов
в сварочных генераторах показало, что в большинстве случаев
переходные процессы имеют апериодический затухающий характер.
Уравнения, описывающие такой затухающий переходный процесс
в сварочных генераторах, можно получить в результате подста-
новки корней р0, plf р2 в уравнения (173) и (174):
+ + (175)
ie(t)=AlHe^ + A^. (176)
Значения постоянных в уравнениях (175) и (176) находятся
путем подстановки корней р0, р2 в уравнения (173) и (174).
При рк = ро = О
= <177>
.256 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
(178)
(179)
(180)
(181)
где id — установившееся значение отклонения сварочного тока по
окончании переходного процесса, когда t -> оо и соответственно
-р=4=°-
Соответственно при рк - pL и рк = р2 получим
— ид (Rh ~~b ^hPi) .
2>а^\ 4- 2ахрх 4- а2
__ — ид (## + ^нРъ)
2с* Зацр1 + 2а{р2 -г- а2
Аналогично для тока возбуждения
д — “дМ0Р1 .
lH 3a0pf 4- 2а1р1 + а2
д —идМор2
3aQp2 4- 2а1р2 4~ а2
Необходимо отметить, что при подстановке р0 = 0 в уравнение
(174) для тока возбуждения значение функции ie (t) обращается
в нуль. Это означает, что в конце переходного процесса возникшее
отклонение тока возбуждения становится равным нулю. Следова-
тельно, ток возбуждения iH в конце переходного процесса будет
таким же, как до приложения возмущения по напряжению дуги.
Зная закон изменения во времени отклонений токов id (/) и ie (t),
нетрудно согласно уравнениям (161), (175) и (176) определить изме-
нение сварочного тока и тока возбуждения при переходном процессе:
1д (?) = !<*) + Ц) = 1д0 +7д + А10^ + д^; (182)
(0 = /«о + ie (i) = ‘„о + A1HePlt + А 2н^. (183)
Приведенные уравнения достаточно полно описывают изменение
токов при переходном процессе. Кривые I(f (/) и i* (t) при отрица-
тельном возмущении по напряжению дуги < 0), построенные
по уравнениям (182) и (183), показаны на фиг. 128.
Из рассмотрения этих кривых можно сделать следующие выводы:
В начальный момент времени, когда t — 0:
/.(0) = 7ао;
i» (0) =
что соответствует начальным условиям.
Анализ переходных процессов при коротком замыкании генератора 257
В конце переходного процесса, когда t оо, значения экспо-
ненциальных функций eUlt и при отрицательных корнях стре-
мятся к нулю. Следовательно,
Id(t оо) = IdQ + id = 1дн и оо) = Ihq,
где ^дн — новое установившееся
Напряжение дуги в начале
переходного процесса скачком
изменяется на величину ид, а
затем в течение всего переход-
ного процесса остается неизмен-
ным: Ud (t)=UdQ + ид— const.
Как видно из кривых на
фиг. 128, кривая тока дуги при
переходном процессе имеет мак-
симум. Пик сварочного тока,
как будет доказано ниже, обу-
словлен взаимоиндукцией, вы-
зывающей изменение тока в
цепи обмотки независимого
возбуждения.
значение сварочного тока.
Фиг. 128. Кривые изменения сварочного
тока Id, тока возбуждения iH и напряже-
ния дуги Ud при возмущении по напря-
жению дуги Ud < 0.
Рассмотрим далее более подробно переходные процессы при двух
наиболее типичных возмущениях в сварочных генераторах: переход
с холостого хода к короткому замыканию и переход с короткого
замыкания к холостому ходу. Эти возмущения, как было показано
в главе III, имеют наибольшее значение для характеристики дина-
мических свойств генератора и стабильности процесса сварки.
§ 3. АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ПРИ ПЕРЕХОДЕ С ХОЛОСТОГО ХОДА К КОРОТКОМУ
ЗАМЫКАНИЮ СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
Короткое замыкание сварочного генератора, работавшего до
этого вхолостую, является частным случаем возмущения по напря-
жению дуги. Для анализа переходных процессов при коротком замы-
кании воспользуемся выведенными ранее уравнениями, которые
были получены нами при допущениях, справедливых для режи-
мов, близких к рабочим, когда магнитная система генератора мало
насыщена, а параметры его постоянны. Поэтому следует иметь в
виду, что точность решений, полученных в данном случае, будет
меньше, так как насыщение генератора при переходном процессе
будет изменяться. Однако, если взять для расчетов средние зна-
чения параметров генератора (/?э, L, М и т. п.) в рассматриваемом
диапазоне изменения сварочного тока, то точность решений будет
достаточной для практических расчетов и качественного анализа
переходных процессов.
7 Рабинович 22
258 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
Начальные условия для данного случая будут при f=0:
О И ^нО*
В момент приложения возмущения напряжение на дуговом про-
межутке скачком изменяется от величины напряжения холостого
хода Uq до нуля, т. е.
— ^0-
С учетом указанных началь-
ных условий уравнения пере-
ходных процессов (182) и (183)
примут вид
(184)
Фиг. 129. Кривые изменения тока в сва-
рочной цепи (а) и тока возбуждения (б)
при переходе с холостого хода к корот-
кому замыканию сварочной цепи.
(185)
где Ix — id — + — уста-
новившийся ток в короткозамк-
нутой цепи.
Коэффициенты А1д, А2д, А1Н
и A2ft определяются из урав-
нений (178)—(181) при подста-
новке ид = —Uo. .
Кривые Ig (/) и iH (/), построенные по уравнениям (184) и (185),
приведены на фиг. 129.
Анализируя эти кривые и соответствующие им уравнения, можно
показать, что коэффициенты AiH и А2„, а также Aig и А2д имеют
разные знаки, причем абсолютная величина коэффициента А2д
больше величины А1д. Абсолютная величина корня р2 всегда зна-
чительно больше величины корня pi, т. е. |р2| > 'PiL Поэтому
составляющие токов переходного процесса по-разному влияют на
ход изменения токов Ig (t) и iH (f).
В начале переходного процесса токи нарастают весьма интен-
сивно, достигая максимальных пиковых значений Iпк и inH, которые
больше соответствующих установившихся значений этих токов.
Время достижения пика тока tng и tnH (фиг. 129) можно опре-
делить исходя из условий
did У) _А и _п
~dT “ U и ~dT ~ Ц
На основании этих условий и уравнений (184) и (185) получим:
f 1 Г А?дРз 1 .
пд Рг - Рг * L AidPi J ’
/яи =--------In .
пн Рг ~ Рг Рг
(186)
(187)
Анализ переходных процессов при коротком замыкании генератора 259,'
Сравнивая выражения (186) и (187), нетрудно заметить, что
> tnH> так как > 1.
Следовательно, в начале переходного процесса ток в обмотке
независимого возбуждения нарастает быстрее, чем ток в размагни-
чивающей последовательной обмотке генератора. Вследствие этого
результирующая э. д. с. в генераторе в начале переходного процесса
и соответственно ток в сварочной цепи будут больше, чем при уста-
новившемся коротком замыкании. Таким образом, опережающее
изменение тока в намагничивающей обмотке, обусловленное взаимо-
индукцией, является причиной пика тока 1пк при коротком замы-
кании сварочного генератора. Если магнитопровод обмотки неза-
висимого возбуждения сильно насыщен при режимах, близких
к холостому ходу, то изменение тока в обмотке не может вызвать»
существенного изменения э. д. с. генератора. Соответственно с этим
пик тока уменьшается. С другой стороны, при уменьшении взаимо-
индуктивности Мо ток в намагничивающей обмотке при переходном
процессе изменяется меньше, в связи с чем пик тока также снижается.
Составляющие токов А2дер** и A2epit с течением времени убы-
вают весьма интенсивно, так как |р2’ > lpi|.
Расчеты показывают, что по достижении пиковых значений токов
эти составляющие становятся крайне малыми. Следовательно, изме-
нение токов переходных процессов после достижения максимальных
значений в основном определяется составляющей токов, завися-
щей от наименьшего корня pi. При / > tnd > tnH можно соста-
вляющими токов A2dePit и А2нер** пренебречь ввиду их малой вели-
чины.
Тогда уравнения для токов переходного процесса примут вид
1д^^1к + А10ер'(^ при t>tnd-, (188)
(0 ~ '«о + ЛхХ’при t > tnH. (189>
Из этих уравнений весьма просто определить максимальные^
значения токов переходного процесса при t = tnd и t = tnH:
I пк Iк “1“
^пн = ^*«0 +
(190))
За время длительности переходного процесса tKy примем время
достижения током 1,05 своего установившегося значения. Под-
ставляя это значение тока в уравнение (188) при t — tKy и решая
уравнение относительно получим
—In 20 4^-
/ — _______J_K_ I /
17*
260 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
тогда
Величиной tnd ввиду ее малого значения можно пренебречь,
—In 20
t------------—
к» Pi •
(191)
Относительная величина пика тока в сварочной цепи------,
* К
а также время переходного процесса tKy являются показателями
динамических свойств сварочных генераторов. Как было показано
выше, чем меньше взаимоиндуктивность Мо, тем меньше пик тока.
Анализ уравнений (184), (188) и (190) и численные расчеты под-
тверждают эту основную закономерность переходного процесса.
Для удобства анализа переходных процессов введем понятие
о коэффициенте рассеяния а подобно тому, как это применяется
в теории трансформаторов, где взаимоиндуктивность цепей весьма
велика,
_ 1 м2°
° “ 1 LhLc
(192)
Этот коэффициент показывает, какая часть потоков, создавае-
мых током в одной из взаимосвязанных цепей, рассеивается и не
пронизывает контур другой обмотки. При увеличении коэффици-
ента рассеяния взаимоиндуктивность цепей М уменьшается.
Для выяснения влияния коэффициентов Мо и а на величину
пика тока рассмотрим переходные процессы при двух крайних зна-
чениях Мо.
1. Мо = 0; а = 1. Взаимоиндукция между цепями отсутствует,
т. е. потоки в генераторе рассеиваются так, что поток одной обмотки
не пронизывает контур другой.
Для этого случая справедливо только уравнение (162), которое
примет вид
Ц) — UdO — ид— IdO (Rs + Rc) + *d (Rs + R c) +
откуда
Rc
M0 = 4(i-«
Обозначая постоянную времени сварочной цепи с учетом раз-
магничивающего действия последовательной обмотки через
гр __
с~ R3 + Rc’
получим
t
Id(t) = IK\l-e с
(193)
Анализ переходных процессов при коротком замыкании генератора 26J
Время переходного процесса
^ку ЗУ с-
Для генератора, имеющего следующие параметры:
6/0 = 60 в; LH = 15 гн;
1и0 = 2,2 a; Lc = 2,4-10_* гн;
&г = 27,5 вот1; 7?с=О,О5 ом;
RH— 18,7 ом; R9 — Q, 11 ом,
уравнение (193) в числовом виде будет
/а(/) = 375( 1 — е-6™) ,
а
tKy =s ЗТС = 4,5 • 10-8 сек.
Как видно из приведенных уравнений, ток в сварочной цепи
нарастает плавно по экспоненциальной кривой; пик тока отсут-
ствует. Ток в цепи возбуждения при этом не изменяется, так как
взаимоиндуктивность цепей отсутствует. Скорость протекания пере-
ходного процесса весьма велика, так как постоянная времени Тс
относительно мала.
2. МО = УЦГН; а = 0,
т. е.
L„Lc-M2o = 0.
В таком генераторе рассеяние отсутствует, т. е. потоки, соз-
даваемые обмотками возбуждения, пронизывают эти обмотки пол-
ностью. Взаимоиндуктивность Л40 имеет максимальное значение.
Уравнение для тока переходного процесса в данном случае будет
/,(/) =/к(1 + ^е₽*9, (194)
где
- 1
а Тн = —------постоянная времени цепи обмотки независимого воз-
буждения.
Как видно из уравнения (194), пик тока возникает в момент
начала короткого замыкания. Величина пика тока при максималь-
ной взаимоиндуктивности также будет максимальной.
262 ' Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
Согласно уравнению (194), при t = О
___ г Rc 4“ Ra _
nK~ к Rc ~ Rc
и
1пк __ Rc 4~ Rq
/ к Rc
(195)
(196)
момент времени только полным
I а
100 |
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,21 сек
Фиг. 130. Кривые изменения тока в корот-
козамкнутой сварочной цепи при разных
значениях коэффициента рассеяния а.
Таким образом, величина пика тока ограничивается в начальный
противлением сварочной цепи
подобно тому, как это имеет
место в генераторе с постоян-
ным напряжением. Затем ток
начинает убывать по экспонен-
циальному закону, достигая в
конце переходного процесса
значения установившегося тока
короткого замыкания.
Время переходного процесса
можно определить из следую-
щего выражения:
- 1п20-§£
^у =-------(197)
z Pl
Для генератора, параметры
которого были приведены выше,
основные соотношения при пе-
реходном процессе в числовом виде будут:
Мо = V^LC = 6.10-а гн-,
/д(/) = 375 + 825е-4';
1пк _ 12СЮ q п.
375
InK = 1200а; tKy = 0,95 сек.
При промежуточных значениях Л40 < и а > 0 пик тока
уменьшается. Так, для того же генератора при а = 0,36 и Л40 =
= 4,8-10_2г«
7д (0 = 375 + 450е-2'8' - 825е-840';
1пк = 375 + 450 = 825а;
TT = S = 2A <«= 1.H «к.
Анализ процессов при переходе к холостому ходу
263
Кривые изменения тока Id(t) для двух рассмотренных выше
Числовых примеров (о = 0 и о = 0,36) показаны на фиг. 130.
Таким образом, анализ переходных процессов при коротком
замыкании сварочного генератора показывает, что с уменьшением
взаимоиндуктивности и увеличением рассеяния потоков обмоток
возбуждения генератора пик тока уменьшается, а время переходного
Фиг. 131. Кривые зависимости и времени переходного процесса tKU от взаимо-
* к
индуктивности обмоток сварочного генератора Мо:
процесса сначала возрастает, достигает максимума, а затем также
уменьшается.
Расчетные кривые зависимости и tKy от взаимоиндуктивности,
полученные нами для генератора, имеющего параметры, несколько
отличные от
(фиг. 131).
приведенных выше, наглядно подтверждают эти выводы
§ 4. АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ПРИ ПЕРЕХОДЕ С КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
К ХОЛОСТОМУ ХОДУ СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
При разрыве короткозамкнутой сварочной цепи ток 1К внезапно
(ступенью) снижается до нуля, т. е. в цепи будет иметь место возму-
щение по току. Это отклонение тока
5 = = <198)
В сварочной цепи при размыкании возникаетэ. д. с. самоиндукции
264 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
независи-
действия'
которая даст при t = 0 мгновенно действующий пик Напряжения,
теоретически равный бесконечности. Отклонение тока в сварочной*
цепи id приводит к изменению потока размагничивающей обмотки^
вследствие чего в обмотке независимого возбуждения возникает
д. с. взаимоиндукции
е = М - — I •
пн df | id = ’
также теоретически равная бесконечности и быстро исчезающая.
Возникновение в замкнутой цепи обмотки независимого Возбуждения
э. д. с. взаимоиндукции вызывает в этой цепи соответствующее
уменьшение тока возбуждения 1Н. После возникновения этого откло-
нения и с исчезновением э. д. с. взаимоиндукции ток в цепи воз-
буждения iH начнет нарастать. Так как в цепи имеется индуктивность
LHi то изменение тока iH не происходит мгновенно, а протекает по
экспоненциальному закону, определяемому параметрами цепи LHi
Rff И К'
Следовательно, при размыкании сварочной Цепи в замкнутой
цепи обмотки независимого возбуждения вследствие взаимоиндук-
ции возникает переходный процесс.
Уравнение равновесия напряжения и э. д. с. в цепи
мого возбуждения при переходном процессе без учета
э. д. с. самоиндукции в сварочной цепи напишется так:
~ iHRH “F LHpie Mopid.
Обозначим по-прежнему [см. уравнение (161)]
1н = 1в*
Учтя, что при установившемся состоянии
и, согласно уравнению (198),
Z_________________________________
д~ R3 + Rc
преобразуем уравнение (199) к следующему виду:
откуда
; („}— ~и»' М<>Р
1<ЛР! (Rb + RcHRn + LHP)'
(199>
(200)
Анализ процессов при переходе к холостому ходу
265
Применяя, как и в предыдущих случаях, формулу (170), полу-
чим
_ _L
‘•W — <201>
Согласно выражению (161), ток возбуждения iH(t) равен
_______________________________________________t_
iH (О - /«о + 4 (0 = - (R^oc}Ьне Тн. (202)
Напряжение на разомкнутых клеммах генератора Uг равно
э. д. с. в якоре, которая индуктируется потоком обмотки незави-
симого возбуждения. Следовательно, изменение напряжения на клем-
мах генератора Uг(1) при переходном процессе полностью будет
зависеть от изменения тока возбуждения т. е.
__t_
и , (/) = kJH (t) = ktiH(s - e T“, (203)
Учтя, что k2iHQ = UQ, получим следующее уравнение измене-
ния напряжения на разомкнутых клеммах генератора при переход--
ном процессе:
__/_\
<204>
Как уже было указано выше, в момент размыкания в сварочной
цепи появится э. д. с. самоиндукции, которая даст мгновенно дей-
ствующий пик напряжения, а затем напряжение упадет до некото-
рого минимального значения t/mln, которое определяется из урав-
нения (204), при t = 0:
<205>
За время переходного процесса toy примем время, по истечении
которого напряжение генератора достигает значения 0,95Uo.
Подставляя это значение в уравнение (204) при t = toy и решая
последнее относительно toy, получим
= (206>
Как видно из уравнений (205) и (206), минимальное напряжение
увеличивается, а время переходного процесса уменьшается
при снижении взаимоиндуктивности обмоток Мо и уменьшении,
постоянной времени цепи возбуждения Тн.
Для определения влияния взаимоиндуктивности на динами-
ческие свойства генератора рассмотрим, как и в предыдущем пара-
266 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
графе, переходный процесс при двух крайних значениях коэффи-
циента Мо.
1. Мо = 0; а = 1. Уравнение (204) в этом случае примет вид
Ut(t) = U0, а /оу = О.
Следовательно, при отсутствии взаимоиндукции между обмот-
ками напряжение генератора после прекращения короткого замы-
кания, если не учитывать пика напряжения от э. д. с. самоиндукции
в сварочной цепи, мгновенно возрастает до значения напря-
жения холостого хода. Подобный переходный процесс имеет место
в генераторах с жесткой внешней характеристикой.
2. Мо = УLHLс, о = 0. В этом случае рассеяние отсутствует,
т. е. можно принять, что
= Rp.H “
Величины ks, Мо, LH и Rg при R^ = R^p = R^H можно выра-
зить так:
k-c-^- М L = R=C-^-
откуда
LH *
С учетом этого выражения уравнение (205) примет следующий
вид:
^™1п = и0 ( 1 — + ) = = <208)
Таким образом, когда взаимоиндуктивность будет иметь макси-
мальное значение, величина t/mln будет наименьшей. Напряжение
6/Ш1П в этом случае равно э. д. с. в генераторе при коротком замыка-
нии сварочной цепи, предшествующем переходу к холостому ходу.
Время переходного процесса при этом будет максимальным: /оу %
~ 37\. ____
В промежуточном случае, когда Мо < У LHLC, значение f/mIn
будет больше, а время переходного процесса уменьшится: /оу <
<ЗТЯ.
Приведем числовые примеры, используя параметры сварочного
генератора, указанные в предыдущем параграфе.
При Мо = УLHLC = 6-10~агн уравнение переходного процесса
будет
U,(t) = 60(1 — 0,6875e-I’25/),
а
Д/ш1п = 1КЯС = 375-0,05 = 18,75 в
и t&y = 2,1 сек.
Анализ процессов при переходе к холостому ходу
267
При уменьшении взаимоиндуктивности до = 4,8> 10-3 гл
(а = 0,36) соответственно получим
[/г(/) = 60(1 -0,55е-1125') ;
^min 27,0 в;
/оу = 1,9 сек.
Расчетные кривые переходных процессов в генераторе для приве-
денных выше числовых примеров показаны на фиг. 132.
Как видно из кривой 1 на
фиг. 132, при макисмальной вза-
имоиндуктивности (7И0=&- 10~2гн;
а = 0) напряжение генератора
возрастает до 25 в только через
0,15 сек., что не отвечает техни-
ческим требованиям (см. главу III).
При небольшом уменьшении Мо
до 4,8-10~2 гн (а = 0,36) мини-
мальное напряжение будет боль-
ше 25 в (кривая 2), что должно
улучшить условия зажигания
Дуги.
Расчетные кривые на фиг. 132
необходимо уточнить в соответ-
ствии с реальными условиями
размыкания сварочной цепи.
Размыкание цепи происходит
не мгновенно, а в течение некото-
рого небольшого промежутка вре-
мени. Поэтому реальный пере-
ходный процесс несколько отли-
жения сварочного генератора при пе-
реходе с короткого замыкания
к холостому ходу:
1 и 2 — расчетные кривые (а = 0, а= 0,36);
3 — опытная кривая (а == 0,36).
чается от идеального случая
мгновенного размыкания цепи. Пик э. д. с. самоиндукции Un имеет
конечную величину; он возникает несколько позже начала размы-
кания цепи. По этой же причине напряжение генератора сни-
жается до t/mln также спустя некоторое время после начала
размыкания; при этом значение Umln будет несколько больше рас-
четного. Однако эти различия принципиально не изменяют отме-
ченные выше закономерности процесса перехода с режима корот-
кого замыкания сварочного генератора к холостому ходу. Вид
опытной кривой переходного процесса при а = 0,36 показан на
той же фиг. 132 (кривая 3),
268 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
§ 5. СПОСОБЫ УЛУЧШЕНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СВАРОЧНЫХ
ГЕНЕРАТОРОВ
Основные закономерности переходных процессов в сварочных:
генераторах, изложенные в данной главе, вполне согласуются!
с опытными данными. На фиг. 133 приведены осциллограммы тока!
и напряжения сварочного генератора ГСО-120 при коротком замы-
кании (а) и при переходе к холостому ходу (б). Характер расчетных
Фиг. 133. Осциллограмма переходных процессов в сварочном генераторе ГСО-120г
а — при переходе с холостого хода к короткому замыканию; б — при переходе с короткого
замыкания к холостому ходу; 1К — 220 а, 1 гк — 280 a; U0 — 66 в\ t/m|n = 36 в; tg < 0,02 сек.
Рабочий режим: = 25 в; = 120 а.
кривых на фиг. 129 и 132 хорошо согласуется с опытными осцил-
лограммами на фиг. 133.
Следует отметить, что переходные процессы в сварочных генера-
торах других систем аналогичны по своему характеру рассмотрен-
ным выше переходным процессам в генераторах с независимым;
возбуждением и размагничивающей последовательной обмоткой 1.‘
Из анализа переходных процессов следует, что пик тока умень-
шается, а минимальное напряжение t/mJn и скорость восстановле-
ния напряжения генератора увеличиваются при уменьшении взаимо-
индуктивности обмоток и увеличении коэффициента рассеяния. На
скорость восстановления напряжения генератора существенное вли-
1 Некоторые особенности переходных процессов в типовых системах сварочных
генераторов изложены в последующих главах.
Способы улучшения динамических свойств сварочных генераторов 269
яние оказывает уменьшение индуктивности и постоянной времени
цепи независимого возбуждения генератора.
Следовательно, указанные параметры сварочного генератора
в первую очередь определяют его динамические свойства. Для
улучшения динамических свойств, т. е. для ограничения пика тока
и увеличения t/mln и скорости восстановления напряжения (см.
главу III), необходимо в первую очередь уменьшить взаимоиндуктив-
ность обмоток генератора. Наиболее распространенным способом
уменьшения Мо является раз-
мещение обмотки независимого
возбуждения и последователь-
ной обмотки полностью или
частично на разных полюсах.
Рассеяние при этом увеличится,
так как не весь поток, созда-
ваемый одной из обмоток, про-
низывает контур другой обмот-
ки. Вследствие этого взаимо-
индуктивность Мо уменьшается,
.а динамические свойства гене-
ратора улучшаются.
В сварочных генераторах
«старых систем часто в свароч-
ную цепь последовательно с
дугой включалась катушка с
.железным сердечником, обла-
дающая сравнительно большой
.индуктивностью (см. фиг. 127).
Такая катушка называлась
стабилизатором в соответствии
Фиг. 134. Схема включения трансформа-
торного стабилизатора ТС для улучше-
ния динамических свойств сварочного
генератора.
с тем влиянием, которое она оказывала на переходный процесс.
Физическая сущность действия стабилизатора заключается в уве-
личении э. д. с. самоиндукции в сварочной цепи, что сглаживает,
т. е. уменьшает отклонение сварочного тока. При размыкании сва-
рочной цепи эта добавочная э. д. с. увеличивает пик напряжения
на дуговом промежутке, что несколько улучшает условия возбуж-
дения дуги.
Для улучшения динамических свойств сварочных генераторов
применялся также двухобмоточный трансформаторный стабилиза-
тор ТС, схема включения которого показана на фиг. 134.
Трансформаторный стабилизатор имеет сердечник, на котором
размещены две обмотки: обмотка 1, включаемая последовательно
в сварочную цепь; обмотка 2, которая включается последовательно
в цепь обмотки независимого возбуждения. При изменении тока
в сварочной цепи в обмотке 2 наводится э. д. с. взаимоиндукции
ет = —М
did
т dt 9
270 Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
где Мт — взаимоиндуктивность трансформаторного стабилизатора.
Обмотка 2 включена в цепь возбуждения так, что э. д. с. ет
направлена встречно э. д. с. взаимоиндукции между обмотками
возбуждения епн = Мо В результате этого э. д. с. взаимоин-
дукции в цепи возбуждения уменьшится, т. е.
е, = еяя + ет = (Мо-Мт)% = Мв%,
где ев — результирующая э. д. с. взаимоиндукции в цепи
обмотки независимого возбуждения;
Мв = Мо — Мт— результирующая взаимоиндуктивность.
Следовательно, трансформаторный стабилизатор уменьшает дей-
ствие взаимоиндуктивности обмоток возбуждения, что улучшает
динамические свойства генератора: ограничивается пик тока и уве-
личивается минимальное напряжение при переходе к холостому ходу.
Однако трансформаторный стабилизатор должен быть достаточно
мощным, чтобы действие его было эффективным.
Применение стабилизаторов, особенно трансформаторных, удо-
рожает источники питания и увеличивает расход активных материа-
лов на их изготовление. По этим причинам в современных сварочных
генераторах, обладающих удовлетворительными динамическими
свойствами, нет необходимости применять подобные устройства.
ГЛАВА XIV
НО
b
СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ С НАМАГНИЧИВАЮЩЕЙ
ПАРАЛЛЕЛЬНОЙ И РАЗМАГНИЧИВАЮЩЕЙ
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЙ ОБМОТКАМИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
§ 1. ПРИНЦИПИАЛЬНАЯ СХЕМА ГЕНЕРАТОРА
Сварочные генераторы этого типа являются генераторами с само-
возбуждением. Общий принцип действия их аналогичен принципу
действия генераторов, имеющих независимое возбуждение и размагни-
чивающую последовательную обмотку.
Основное отличие рассматриваемой схемы
(фиг. 135) заключается в том, что питание намаг-
ничивающей обмотки осуществляется не от посто-
роннего источника постоянного тока, а от поло-
вины обмотки якоря самого сварочного генера-
тора. Для этого сварочный генератор рассматри-
ваемой системы, в отличие от нормальных гене-
раторов с самовозбуждением, имеет дополни-
тельную третью щетку с, расположенную на кол-
лекторе посредине между двумя основными щет-
ками а и Ь.
Намагничивающая параллельная обмотка НО
подключается к одной основной щетке а и допол-
нительной щетке с. Как будет показано ниже,
э. д. с. в той половине обмотки якоря, к кото-
рой параллельно подключается намагничиваюшая
обмотка, мало изменяется при нагрузке. Вслед-
ствие этого напряжение питания параллельной
намагничивающей обмотки и ток возбуждения в
ней также мало изменяются при нагрузке.
Следовательно, сварочные генераторы этого ти-
па имеют как бы нез а вис имое от нагрузки возбуждение.
Поэтому действие намагничивающей параллельной обмотки в ге-
нераторах рассматриваемой системы в принципе аналогично дей-
ствию намагничивающей обмотки в генераторах с независимым
возбуждением.
Для получения падающей внешней характеристики используется
размагничивающая последовательная обмотка ПР, поток и н. с.
Фиг. 135. Принци-
пиальная схема
генератора с намаг-
ничивающей парал-
лельной и размаг-
ничивающей после-
довательной обмот-
ками возбуждения.
272 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
которой направлены встречно н. с. параллельной обмотки. Для
плавного регулирования режима в цепь параллельной обмотки
включен реостат Р, а для ступенчатой настройки применяется секцио-
нирование последовательной обмотки ПР (сравни фиг. 117 и 135).
§ 2. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ РАБОТЫ СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
Холостой ход. При разомкнутой сварочной цепи ток в якоре
и, следовательно, поток якоря отсутствуют.
Поток в воздушном зазоре создается только н. с. параллельной
обмотки НО:
= (208)
где iHQ — ток в параллельной обмотке возбуждения при холостом
ходе;
wH — число витков параллельной обмотки;
— магнитное сопротивление на пути потока.
Поток Фн и индукция в зазоре под полюсами при холостом ходе
распределяются равномерно в воздушном зазоре генератора (см.
фиг. 137, б). Поэтому э. д. с. в обеих половинах обмотки якоря
и напряжения на щетках Uac и Ucb при холостом ходе будут
одинаковыми и равными половине полной э. д. с. в якоре, т. е.
Еаь = Еас + ЕсЬ = СФМ = ^=U0 (209)
и
р р С _ CIhoWh Еаь /91 п\
Еас Ecb 2 Фм 2 2 . (21U)
Нагрузка. Результирующий поток в воздушном зазоре при на-
грузке создается суммарной н. с. всех обмоток генератора, включая
обмотку якоря.
Н. с. обмотки якоря порождает в генераторе магнитный поток
Фя, называемый потоком реакции якоря.
Направление индукционных линий магнитного потока, созда-
ваемого обмоткой якоря при нагрузке, показано на фиг. 136.
На фиг. 136 изображены проводники обмотки якоря и показано
направление тока в них. Показано также условно расположение
щеток а, Ь и с в местах действительной коммутации.
Как видно из фиг. 136, при указанном расположении щеток
поток, создаваемый н. с. обмотки якоря, направлен поперек оси
обмоток полюсов и называется вследствие этого поперечным потоком
.реакции якоря \ Индукционные линии этого потока замыкаются
1 Направление индукционных линий потока, создаваемого н. с. обмотки якоря,
вращающегося по часовой стрелке, показано на фиг. 136 в соответствии с «правилом
-буравчика».
Основные уравнения работы сварочного генератора
273
через якорь, воздушный зазор и сердечники полюсов. Причем в одной
половине сердечников полюсов индукционные линии поля якоря
направлены согласно с потоком намагничивающей обмотки полю-
сов х, т. е. подмагничивают генератор, а в другой половине сердеч-
ника полюсов они направлены встречно и, следовательно, размагни-
чивают генератор. Если сердечники полюсов генератора не ненасы-
щены, то размагничивающее действие
потока реакции якоря компенсируется
Фиг. 136. Направление индукционных
линий магнитного потока якоря гене-
ратора Фя.
его подмагничивающим действием так,
что суммарный поток в воздушном
Фиг. 137. Распределение
магнитного поля в воздуш-
ном зазоре генератора:
а — взаимное расположение по-
люсов и проводников якоря
генератора вдоль развертки
окружности якоря; стрелкой
показано направление вращения
якоря; б — распределение маг-
нитного поля при холостом хо-
де; в — распределение магнитных
полей при нагрузке.
полюсов и обмотки якоря
зазоре под полюсом не изменяется.
Изменяется лишь распределение потока
и магнитной индукции вдоль окружно-
сти якоря. Распределение магнитного
поля и взаимодействие н. с. обмоток
в воздушном зазоре генератора показано на фиг. 137.
Как видно из фиг. 137, б и в,, магнитное поле, т. е. индукция
в зазоре, создаваемая н. с. параллельной обмотки, распределена
равномерно. Некоторое уменьшение индукции в зазоре под центром
полюсов обусловлено вырезами в полюсных башмаках, которые
сделаны для улучшения условий коммутации третьей дополнитель-
ной щетки с.
При нагрузке, помимо магнитного поля, создаваемого намагни-
чивающей обмоткой (кривая 1 на фиг. 137, в), будут действовать
1 Направление индукционных линий потока намагничивающей обмотки соот-
ветствует полярности полюсов, указанной на фиг. 136.
18 Рабинович 22
274 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
магнитные поля, создаваемые н. с. последовательной обмотки (кри-
вая/?) и н. с. обмотки якоря (кривая 5). Н. с. обмотки якоря в пре-
делах половины полюсного деления т изменяется по закону пря-
мой х. Максимум намагничивающей силы обмотки якоря при этом
совпадает с геометрической нейтралью между полюсами.
Как известно [36], значение максимума н. с. якоря можно опре-
делить из уравнения
й = N т
та* %ра
а среднее значение н. с. якоря, согласно фиг. 137, в, будет
— N J
®£Р ~ ХЬра1^
где N — число активных проводников обмотки якоря;
р — число пар полюсов;
а — число пар параллельных цепей обмотки якоря;
1г — ток в якоре.
Следовательно, якорь можно уподобить обмотке, имеющей
витков и создающей под полюсами намагничивающую силу 0ср, т. е.
N т т
= -17Г- • h = 4™я '
СР \&ра г г я '
откуда
N
\Ьра
может быть названо эквивалентными витками обмотки якоря.
Как было указано выше, под одной половиной полюса н.. с.
якоря усиливает поток в воздушном зазоре, а под другой половиной,
наоборот, ослабляет его, т. е действует размагничивающе.
Рассматривая взаимодействие н. с. обмоток полюсов и обмотки
якоря, можно сделать следующие выводы. Н. с. обмотки якоря
в зазоре под одной половиной полюсов уменьшает размагничиваю-
щее действие последовательной обмотки, а под другой половиной
полюсов, наоборот, усиливает размагничивание. В сварочных гене-
раторах этой системы параметры обмотки якоря и последовательной
обмотки подобраны так, чтобы размагничивающее действие после-
довательной обмотки под одной половиной полюсов наиболее полно
компенсировалось подмагничивающим действием обмотки якоря.
Благодаря этому результирующий магнитный поток в зазоре под
одной половиной полюсов мало изменяется при нагрузке. Соот-
ветственно с этим э. д. с. Еас в той половине обмотки якоря, которая
расположена под этой частью полюсов, так же мало изменяется
при нагрузке.
1 На фиг. 137 условно принято, что н. с. якоря положительна, когда индукцион-
ные линии поля якоря входят в якорь.
Основные уравнения работы сварочного генератора
275
Наоборот, результирующий магнитный поток в зазоре под дру-
гой половиной полюсов при этом изменяется весьма интенсивно
и даже меняет свое направление, так как суммарное размагничиваю-
щее действие последовательной обмотки и обмотки якоря в этой
части зазора будет сильнее действия н. с. параллельной обмотки.
Вследствие этого э. д. с. во второй половине обмотки якоря Есь
будет изменять не только свою величину, но также свое направление.
Суммарная э. д. с. в якоре и напряжение на щетках а — b в ре-,
зультате совместного действия намагничивающих и размагничиваю-
щих обмоток генератора будут уменьшаться при нагрузке.
Определим закон изменения э. д. с. и напряжений на щетках
генератора в зависимости от нагрузки.
При выводе основных уравнений используем понятие средней
намагничивающей силы обмотки якоря
вср =
Также примем, что магнитные сопротивления для всех потоков
в генераторе в основном определяются сопротивлением воздушного
зазора и, следовательно, будут одинаковыми, т. е.
Э. д. с. Еас и напряжение Uac на щетках а — с зависят от резуль-
тирующего потока, действующего в той части воздушного зазора,
где расположены проводники якоря, присоединенные к этим щеткам.
Эта зависимость выражается уравнением
Uac~Eac = ^— — Idwp + Idwa). (211)
Падением напряжения в якоре генератора пренебрегаем, полагая,
что Uас Еас. Учитывая, что в генераторах этой системы размагни-
чивающее действие последовательной обмотки компенсируется под-
магничивающим действием обмотки якоря, т. е. полагая Idwp
1дюя, можно уравнение (211) переписать так:
jj .— р _ CiHOwH consf
и ас Е ас
Следовательно, напряжение на щетках а — с, от которых питаете#
намагничивающая обмотка, практически не зависит от тока нагрузки
И iH
Зависимость э. д. с. во второй половине якоря и напряжения
Ucb на щетках с — Ь от результирующего потока в зазоре опреде-
ляется следующим уравнением:
ись ~ ЕСЪ = -%Г~ (АЛ — ЦЮр — 7Л) • (212)
18*
276 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
Из уравнения (212) следует, что с увеличением тока нагрузки
напряжение Ucb уменьшается, а при некоторых значениях тока 1д
изменяет свой знак, когда
< 1д (wp + и>я).
Суммарная э. д. с. в якоре и напряжение на основных щетках
генератора а —b являются соответственно суммой э. д. с. или напря-
Фиг. 138. Внешняя характеристика Uab = f (I)
(/) сварочного генератора и кривые зависимости
напряжений на щетках Uac (2), Ucb (<?) и тока
возбуждения (4) от сварочного тока.
жений на щетках а — с и
с —Ь, т. е.
U ab “ ^ab Iд^г = ас +
+ ЕсЪ~
-IdWp)-IdRz. (213)
Уравнение (213) ана-
логично уравнению (151)
внешней характеристики
сварочного генератора с
независимым возбуждени-
ем, что указывает на об-
щность принципов дейст-
вия последнего и рассмат-
риваемого генератора с
самовозбуждением.
Описанные выше зако-
номерности изменения на-
пряжений на щетках сва-
рочного генератора на-
глядно подтверждаются
опытными кривыми зави-
симости напряжений Uab, Uac, Ucb и тока в намагничивающей
обмотке iH от тока нагрузки (фиг. 138).
Полагая, что ток в намагничивающей обмотке iH и сопротивле-
ние не изменяются при нагрузке, можно записать.
j 1 __________ CIhwh
U0 — D
Далее, выражая размагничивающее действие последовательной
Cwp
обмотки через эквивалентное сопротивление R9 = , преобра-
зуем уравнение (213):
иаЬ = и0-1д(Х9 + Хг).
Регулирование режима
277
(215)
Если учесть полное падение напряжения в сопротивлении сва-
рочной цепи Rc, включая падение напряжения на участке после-
довательной цепи якоря внутри генератора, то напряжение источ-
ника, равное напряжению на дуговом промежутке, определится
из следующего уравнения:
= = (214)
Из последнего выражения определяем ток дуги при заданном
значении напряжения дуги:
т _ UQ-Ud
д Яэ + Яс’
Вследствие некоторого насыщения магнитной системы при холо-
стом ходе сопротивление при нагрузке несколько уменьшается.
Поэтому внешняя характеристика генератора может иметь при малых
токах полого падающую форму. В этом случае при расчетах сле-
дует в уравнения (214) и (215) подставлять вместо UQ значения экви-
валентного напряжения холостого хода UQ& (см. главу XII).
Короткое замыкание. В этом режиме напряжение Uac почти
уравновешивается напряжением Ucb, которое при режимах, близ-
ких к короткому замыканию, всегда имеет обратный знак (см.
фиг. 138). Для режима короткого замыкания уравнение (213) для
э. д. с. в якоре и полного падения напряжения в сварочной цепи
примет вид
^ас + ^сЬ “ = 0.
Используя уравнения (214) при Ud = 0 и 1д = 1К, можно послед-
нее выражение преобразовать так:
^о-/Д/?э + ^) = О. ‘(216)
Согласно уравнению (216), которое аналогично уравнению (158)
для сварочных генераторов с независимым возбуждением, ток в корот-
козамкнутой сварочной цепи
К Рэ + Рс*
(217)
§ 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
Как следует из анализа явлений в сварочных генераторах с парал-
лельной намагничивающей обмоткой и размагничивающей после-
довательной обмоткой, общий принцип действия неосновные соот-
ношения в генераторах этого типа аналогичны принципу действия
и основным зависимостям в генераторах с независимым возбуждением.
Вследствие этого способы регулирования также одинаковы: настройка
режима в генераторах рассматриваемой системы производится
в основном посредством изменения тока в намагничивающей обмотке
iH, для чего в цепь этой обмотки включен реостат Р (см. фиг. 135).
278 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
В главе XII было показано, что при таком способе регулирования
приходится изменять в широких пределах ток возбуждения
и напряжение холостого хода генератора. В генераторах с само-
возбуждением этот недостаток усугубляется еще тем, что для полу-
чения малых значений сварочного тока приходится чрезмерно сни-
жать ток возбуждения, вследствие чего магнитная система генера-
Фиг. 139. Внешние характеристики сварочного генератора
ГСО-500 при комбинированном регулировании режима.
тора будет очень слабо насыщена, а сопротивление в цепи парал*
дельной обмотки будет велико. Как известно, при этих условиях
генератор плохо самовозбуждается. Указанное явление ограничи-
вает пределы регулирования сварочного тока путем изменения тока
в параллельной намагничивающей обмотке.
Для расширения пределов регулирования обычно применяют
дополнительное ступенчатое регулирование при помощи секциони-
рования последовательной обмотки (см. фиг. 135).
Внешние характеристики генератора ГСО-500 при таком комби-
нированном регулировании режима показаны на фиг. 139. Сплош-
ными кривыми на фиг. 139 изображены внешние характеристики
для разных значений тока в намагничивающей обмотке при
wp = 8 виткам, а пунктирными кривыми — внешние характери-
стики для wp = 14 виткам.
Конструкция и схемы 'сварочных генераторов
279
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ И СХЕМЫ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
С НАМАГНИЧИВАЮЩЕЙ ПАРАЛЛЕЛЬНОЙ И РАЗМАГНИЧИВАЮЩЕЙ
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЙ ОБМОТКАМИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
В СССР разработана и выпускается серия сварочных генерато-
ров этой системы, которые входят в комплект сварочных преобра-
зователей и агрегатов, выпускаемых заводом «Электрик». К этой
серии в первую очередь относятся генераторы ГС-500 и СГП-3.
Фиг. 140. Электромагнитная схема генератора ГС-500 (Г) и схема включения дви-
гателя (АД) сварочного преобразователя ПС-500 (вид со стороны коллектора):
ДПД — клеммная доска для переключения двигателя; Л — соединение клемм при включении
обмоток двигателя в треугольник; Y — соединение клемм при включении в звезду.
Генератор ГС-500. Нафиг. 140 показана электромагнитная схе-
ма генератора ГС-500, входящего в комплект сварочного преобразо-
вателя ПС-500. Генератор ГС-500 имеет четыре основных и четыре
дополнительных полюса.
Между основными щетками расположена одна дополнительная
щетка, к которой подключается один из выводов намагничивающей
параллельной обмотки возбуждения. Другой конец этой обмотки
подключен через регулировочный реостат Р к клемме на щитке ДКГ
генератора, имеющей положительную полярность.
Намагничивающая обмотка размещена на всех четырех основных
полюсах.
Размагничивающая последовательная обмотка расположена
только на двух из четырех основных полюсов. Для ступенчатого
регулирования режима от части витков последовательной обмотки
сделан вывод к крайней правой положительной клемме на щитке
генератора. Второй вывод от всей последовательной обмотки сде-
лан к средней клемме щитка. Провод от основных щеток генератора,
280 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
имеющих отрицательную полярность, подключен к крайней левой
клемме на щитке генератора.
Сварочная цепь подключается к отрицательной и дополнительной
положительной клеммам на щитке генератора. Переключение гене-
ратора на две ступени регулирования осуществляется при помощи
перемычки, которая соединяет дополнительную клемму с одним из
положительных выводов от последовательных обмоток генератора.
При работе на первой сту-
пени, рассчитанной на малые
токи, действует вся последо-
вательная обмотка. Пределы
плавного регулирования тока
при напряжении Ud — 40 fв
будут 120—300 а. При работе
на второй ступени будет вклю-
чена только часть витков после-
довательной обмотки. Свароч-
ный ток на этой ступени можно
регулировать в пределах 300—
600 а при помощи изменения
тока в намагничивающей об-
мотке.
Напряжение холостого хода
при регулировании на обеих
ступенях изменяется от 62 до
89 в.
Фиг. 141. Внешние характеристики гене-
ратора ГС-500 при комбинированном регу-
лировании режима.
В более ранних выпусках ГС-500 переключение ступеней осу-
ществлялось без перемычки, путем непосредственного присоедине-
ния сварочного провода к одному из положительных выводов на
щитке генератора.
Внешние характеристики генератора ГС-500 изображены на
фиг. 141. Сплошные кривые относятся к регулированию режима
при Wp = 6 виткам (вторая ступень регулирования), пунктирные
кривые соответствуют настройке режима при wp = 12 виткам (пер-
вая ступень регулирования).
Взаимоиндуктивность обмоток в генераторе ГС-500 снижена бла-
годаря тому, что часть намагничивающей обмотки размещена на
полюсах, которые не имеют последовательной обмотки. Это меро-
приятие улучшило динамические свойства генератора ГС-500. Дан-
ные переходных процессов генератора ГС-500, соответствующие
настройке на номинальный длительный режим работы, приведены
ниже.
Данные переходных процессов в сварочном генераторе ГС-500
Номинальное рабочее напряжение в в...............................40
Номинальный сварочный ток в а...................................400
Напряжение холостого хода в в....................................73
Установившийся ток короткого замыкания в а......................860
Конструкция и схемы сварочных генераторов
281
Пиковый ток короткого замыкания в а.................................1440
Отношение ..........................................................1,68
* к
Напряжение в момент разрыва цепи в в................................ 90
Время восстановления напряжения до 25 в в сек......................0,01
Время восстановления напряжения до 0,9 Uo в сек.................... 1,1
Фиг. 142. Внешний вид сварочного
преобразователя ПС-500.
Для уменьшения помех радио-
приему последние выпуски гене-
раторов ГС-500 снабжены фильт-
рами из конденсаторов /С, кото-
рые с одной стороны подключаются
к двум клеммам на щитке гене-
ратор а, а с другой стороны —
к корп усу генератора (см.фиг. 140).
Генератор ГС-500 и приводной
короткозамкнутый асинхронный
двигатель типа А-72/4, смонтиро-
ванные в одном корпусе, состав-
ляют сварочный преобразователь
ПС-500 (фиг. 134).
Свар очный преобразо-
ватель ПС-500 в основном пред-
назначен для питания постоянным
током дуги под флюсом при сварке
на шланговых автоматах и полу-
автоматах. Поэтому номинальное рабочее напряжение на клеммах
сварочного генератора в преобразователе ПС-500 принято равным
40 в, т. е. несколько выше, чем для обычных однопостовых сва-
рочных генераторов, предназначенных для сварки открытой дугой..
Преобразователь ПС-500 может быть использован также для,
ручной сварки открытой дугой или автоматической и полуавтомати-
ческой сварки в среде защитных газов.
В этом случае нижний предел настройки сварочного тока будет
больше, так как рабочее напряжение при сварке открытой дугой
или дугой в защитных газах обычно ниже, чем при дуговой сварке
под флюсом.
Основные технические данные преобразователя ПС-500 приве-
дены в табл. 9.
Сварочный генератор СГП-3 по своей электрической
схеме, устройству магнитной системы и номинальным данным в основ-
ном аналогичен генератору ГС-500.
Генераторами СГП-3 комплектуются сварочные агрегаты ПАС-400,.
САМ-400 и АСД-3.
Генераторы СГП-3 выпускаются в нескольких модификациях^
отличающихся главным образом некоторыми конструктивными осо-
бенностями, которые в значительной степени зависят от конструкции
сварочных агрегатов, в комплект которых они входят.
282 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
В первых модификациях, например в генераторах СГП-3-1, парал-
лельная и последовательная обмотки размещались раздельно: каж-
дая обмотка на одной паре основных полюсов. Кроме того, после-
довательная обмотка в генераторах СПГ-3-1 не секционировалась
и регулирование режима производилось только реостатом в цепи
параллельной обмотки. В последующих модификациях (генераторы
СГП-3-V, СГП-3-VI, СГП-3-VIII) применено двухступенчатое секцио-
нирование последовательной обмотки, а обмотки располагаются
на^полюсах так же, как в генераторе ГС-500.
Сварочный агрегат ПАС-400-VI состоит из генера-
тора СГП-3-VI, соединенного эластичной муфтой с бензиновым авто-
мобильным двигателем внутреннего сгорания ЗИС-120. Все обору-
дование агрегата смонтировано на жесткой металлической раме, кото-
рая снабжена роликами для перемещения по настилу, палубе и т. п.
Агрегат ПАС-400-VI предназначен для дуговой сварки и резки
металлическим электродом на воздухе и под водой, в полевых и мон-
тажных условиях или на судах морского и речного флота.
В соответствии с условиями работы агрегат защищен от атмо-
сферных осадков крышей и боковыми двухстворчатыми поднимающи-
мися металлическими шторами.
Две ступени регулирования генератора СПГ-3-VI рассчитаны
на настройку сварочного тока при рабочем напряжении 40 в в пре-
делах 120—400 a (wp = 12 виткам) и 350—600 a (wp = 8 виткам).
Автомобильный двигатель ЗИС-120, используемый в качестве
привода агрегата ПАС-400-VI, специально переоборудован для дли-
тельной стационарной работы и снабжен двумя радиаторами для
усиленного водяного охлаждения. Двигатель снабжен также авто-
матическим центробежным регулятором, позволяющим поддержи-
вать скорость вращения при резких изменениях нагрузки в про-
цессе сварки.
Для работы на малых скоростях двигатель имеет ручную регу-
лировку. Кроме того, имеется автоматический выключатель зажига-
ния при внезапном увеличении скорости.
В сварочных агрегатах с двигателями внутреннего сгорания при
резких изменениях нагрузки скорость вращения изменяется. По-
этому переходные процессы в сварочных генераторах таких агрега-
тов протекают медленнее, чем в генераторах с приводом от асинхрон-
ных двигателей, скорость вращения которых изменяется при изме-
нении нагрузки значительно меньше.
Первые выпуски агрегатов ПАС-400 имели маркировку ПАС-400-I.
От агрегатов ПАС-400-VI эти агрегаты отличались тем, что они
комплектовались сварочными генераторами СГП-3-1, особенности
схемы которых были описаны выше.
Сварочные агрегаты САМ-400 состоят из генера-
тора СГП-3-V, соединенного эластичной муфтой с приводным элек-
тродвигателем. Двигатель и генератор установлены на раме. Агре-
гат предназначен для дуговой сварки в стационарных условиях на
Конструкция и схемы сварочных генераторов
283
судах морского и речного флота. В соответствии с этим конструкция
агрегата специально приспособлена для работы на открытом воз-
духе в условиях повышенной влажности.
В качестве привода в сварочном агрегате САМ-400 применяются
асинхронные двигатели МАР-82-73/4, а в агрегате САМ-400-1— дви-
гатели постоянного тока ПН-290.
Фиг. 143. Электромагнитная схема генератора ГСО-500.
Сварочные агрегаты АСД-3-1, небольшая партия которых была
выпущена j заводом «Электрик», комплектовались генератором
СГП-3-VIII, соединенным муфтой-с приводным дизельным двигате-
лем типа ЯАЗ-204Г.
В 1955 г. во ВНИИЭСО была закончена разработка для серий-
ного производства двух новых сварочных генераторов типа ГСО-500
и ГСО-ЗОО. Принципиальная электрическая схема этих генераторов
ничем не отличается от схемы генераторов ГС-500 и СГП-3.
Генератор ГСО-500 является усовершенствованной моди-
фикацией сварочного генератора типа ГС-500, которому он соот-
ветствует по своему назначению и номинальным данным.
Как видно из электромагнитной схемы, изображенной на фиг. 143,
генератор ГСО-500 имеет четыре основных и только два дополни-
284 Г енераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
тельных полюса. На одной паре основных полюсов расположена!
намагничивающая параллельная обмотка, а на другой паре полю-
сов размещены катушки секционированной последовательной об-
мотки.
Комбинированное регулирование режима в генераторе произ-
водится так же, как у генераторов ГС-500 и СГП-3. На первой сту-
пени включены обе секции последовательной обмотки (wp = 14 вит-
кам). При помощи реостата в цепи параллельной обмотки сварочный
ток при номинальном рабочем
напряжении 40 в изменяется в
пределах 125—300 а. При ра-
боте на второй ступени вклю-
чена только одна секция после-
довательной обмотки, имеющая
8 витков; сварочный ток из-
меняется при регулировании
в пределах 250—600 а. Внеш-
ние характеристики свароч-
ного генератора ГСО-500 были
показаны на фиг. 139.
Генератор ГСО-500 с приво-
дом от асинхронного коротко-
замкнутого двигателя А-72/4
в однокорпусном исполнении
составляет сварочный преобра-
зователь ПСО-500, который
предназначен для замены пре-
Фиг. 144. Внешний вид сварочного пре-
образователя ПСО-500.
ном производстве. Преобразо-
ватель ПСО-500 (фиг. 144) более компактный и имеет меньшие
габариты и вес по сравнению с ПС-500.
Генератор ГСО-ЗОО предназначен для дуговой сварки
металлическим электродом при номинальном токе 300 а и номиналь-
ном напряжении 30 в.
Электромагнитная схема генератора ГСО-ЗОО аналогична схеме
генератора ГСО-500. Пределы регулирования генератора ГСО-ЗОО
при номинальном рабочем напряжении 30 в: на первой ступени
(шр = 18 виткам) 75—180 а, на второй ступени (ш0 = 10 виткам}
175—320 а.
Внешние характеристики генератора ГСО-ЗОО показаны на
фиг. 145.
Генератор ГСО-ЗОО предназначен для комплектации новых сва-
рочных агрегатов типа АСБ-300 с приводом от бензинового двига-
теля. Агрегаты АСБ-300 выпускаются взамен агрегатов типов
САК-2 (см. главу XV).
Благодаря размещению обмоток возбуждения на разных полю-
сах взаимоиндуктивность обмоток Мо в генераторах ГСО-500 и
Конструкция и схемы сварочных генераторов
285
пика тока к установившемуся току
Фиг. 145. Внешние характеристики генера-
тора ГСО-ЗОО:
1 и Г — первая ступень регулирования; 2 и 2' —
вторая ступень регулирования.
ГСО-ЗОО уменьшилась по сравнению с генератором ГС-500. Поэтому
динамические свойства генератора ГСО-500 лучше, чем генератора
ГС-500.
На фиг. 146 показаны осциллограммы переходных процессов
генератора ГСО-500 при коротком замыкании (фиг. 146, а) и при
переходе с короткого замыкания к холостому ходу (фиг. 146, б).
Осциллограммы сняты при настройке генератора на номинальный
режим: рабочее напряжение 40 в и сварочный ток 500 а. Как видно
из осциллограмм, отношение
короткого замыкания состав-
ляет = 1,46, минималь-
* к
ное напряжение Umin равно
54 в, а время восстановле-
ния te < 0,01 сек. Для
такого же режима в генера-
торе ГС-500 отношение
1,66, a t/mln = 29 в.
* к
Сварочные генераторы с
намагничивающей парал-
лельной обмоткой и размаг-
ничивающей последователь-
ной обмоткой применяются
также в зарубежной технике.
К этому типу относятся вы-
пускаемые в Чехославакии
сварочные преобразователи
«Triodyn К-320».
Принципиальпая электрическая схема сварочного генератора
«Triodyn» приведена нафиг. 147. В отличие от схемы нафиг. 135 пита-
ние намагничивающей обмотки в генераторе «Triodyn» осуществляется
•от щеток с — Ь, так как в этом генераторе напряжение Ucb мало
изменяется при нагрузке, а напряжение Uac, наоборот, падает
и даже меняет свой знак.
Генератор имеет четыре основных и два дополнительных полюса.
Катушки намагничивающей обмотки 1 и 2 расположены на одной
паре основных полюсов. Эти катушки соединены между собой парал-
лельно. На одном полюсе этой пары полюсов расположена также
катушка 3 последовательной обмотки. На другой паре основных
полюсов расположены катушки 4 последовательной обмотки. Гене-
ратор имеет пару дополнительных полюсов с обмоткой 5, располо-
женных в зоне коммутации дополнительной щетки.
Для плавного регулирования режима сварки в цепь катушки
2 включен реостат Р. Ток в катушке 1 намагничивающей обмотки
не регулируется. Для ступенчатого регулирования режима на щиток
генератора сделаны три вывода: один — от основных щеток, имею-
Фиг. 146. Осциллограммы переходных процессов в генераторе ГСО-500:
а — при переходе с холостого хода к короткому замыканию; б — при переходе с короткого
замыкания к холостому ходу.
Фиг. 147. Принци-
пиальная электри-
ческая схема сва-
рочного генератора
«Triodyn»1 (Чехо-
словакия).
Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
Сварочный генератор и агрегат типа СМП-3
287'
щих отрицательную полярность, и два вывода от катушек последо-
вательной обмотки (положительные клеммы генератора).
При работе на первой ступени регулирования включены обе
секции последовательной обмотки 3 и 4. Сварочный ток регули-
руется плавно при помощи реостата Р в пределах от 30 до 135 а.
При второй ступени, рассчитанной на большие токи, в пределах
135—320 а, включена только одна катушка 3 последовательной
обмотки. Преобразователь «Triodyn» выпускается в однокорпусном
исполнении с приводом от асинхронного короткозамкнутого двига*
теля, снабженного для пуска переключателем со звезды на тре-
угольник.
§ 5. СВАРОЧНЫЙ ГЕНЕРАТОР И АГРЕГАТ ТИПА СМП-3
До Великой Отечественной войны в СССР выпускались свароч*
ные агрегаты с генераторами типа СМП-3 и приводом от асинхрон-
ного двигателя МКА 22/4. Генераторы СМП-3 по принципу действия
следует рассматривать как
разновидность генераторов
с самовозбуждением, имею-
щих параллельную намаг-
ничивающую обмотку, питае-
мую от третьей дополни-
тельной щетки. Как будет
показано в следующей главе,
генераторы типа СМП-3 по
своей принципиальной схеме
занимают промежуточное
положение "между свароч-
ными генераторами ГС-500,
СГП-3 и генераторами с рас-
щепленными полюсами (см.
главу XV).
Электромагнитная схема
генератора СМП-3 показана
на фиг. 148. Генератор имеет
четыре ОСНОВНЫХ И четыре фиг. 148. Электромагнитная схема генера-
дополнительных полюса. Ос- тора СМП-3.
новные полюсы имеют особую
форму: внутри сердечников полюсов сделаны глубокие вырезы; в
некоторых конструкциях вырез несколько смещен от оси сердеч-
ника по направлению вращения якоря так, чтобы одна половина
полюса имела меньшее сечение. Кроме того, в этой же части
полюса для уменьшения сечения и усиления насыщения сделаны
также боковые вырезы снаружи сердечников.
Намагничивающая обмотка расположена на одной паре полюсов
вокруг всего сердечника. Эта обмотка подключается через регули-
288 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
ровочный реостат к одной паре основных щеток, имеющих отрица-
тельную полярность, и третьей дополнительной щетке. Напря-
жение на этих щетках зависит от потока в воздушном зазоре под
той частью полюсов, которые имеют боковые вырезы. Размагничи-
вающая последовательная обмотка, разделенная на три секции,
расположена на другой паре основных полюсов вокруг той части
этих полюсов, которая имеет большую* площадь сечения.
Вырезы в полюсах для увеличения насыщения сделаны в той
части полюсов, которая подмагничивается поперечным потоком
якоря. Благодаря этому результирующий поток в воздушном зазоре
под этой частью полюсов при нагрузке изменяется очень мало. Вследст-
вие постоянства потока под частью полюса с большим насыщением
напряжение на основной и дополнительной щетках, от которых
питается намагничивающая параллельная обмотка, также остается
практически неизменным при нагрузке. Между тем в другой части
полюса поток якоря, как уже было указано, действует размагни-
чивающе, что приводит к уменьшению общего результирующего
потока полюса и соответственно к снижению напряжения на основных
щетках генератора. При увеличении сварочного тока размагничи-
вающая последовательная обмотка действует в этой же части полюса,
что делает внешнюю характеристику генератора еще более круто
падающей.
Регулирование режима в генераторе СМП-3 производится,,как
♦обычно, двумя способами. Плавное регулирование режима в пре-
делах ступени производится реостатом в цепи намагничивающей
обмотки. От одного конца этой обмотки сделан вывод Ш на щиток
генератора. К этому выводу и клемме на щитке генератора, имею-
щему отрицательную полярность, подключается регулировочный
реостат (см. фиг. 148).
Для ступенчатого регулирования режима на щиток генератора
сделаны выводы /, 2, 3 от трех секций последовательной обмотки.
•Секции последовательной обмотки имеют разные сечения и числа
витков. Сварочная цепь подключается к клемме, имеющей отрица-
тельную полярность, и к одной из трех клемм с выводами от секций
последовательной обмотки. При подключении одного из проводов
сварочной цепи к клемме 1 (фиг. 148) будет включена только одна
•секция последовательной обмотки с малым числом витков большого
сечения. Эта ступень соответствует большим сварочным токам.
При настройке на средние токи провод сварочной цепи подключается
к клемме 2. В этом случае последовательно с первой секцией вклю-
чается вторая секция меньшего сечения. Наконец, при малых токах
сварочная цепь подключается к зажиму 3, что соответствует после-
довательному включению еще одной (третьей) секции наименьшего
сечения.
Внешние характеристики генератора СМП-3 для крайних пре-
делов настройки тока при трех ступенях регулирования показаны
-на фиг. 149.
Основные свойства генераторов
289
Динамические свойства генератора СМП-3 благодаря размеще-
нию обмоток возбуждения на разных полюсах соответствуют техни-
ческим требованиям.
Недостатком этого генератора является то, что конструкция
его усложняется вследствие необходимости устройства полюсов
особой формы. Помимо того, глубокие вырезы в полюсах генератора
Фиг. 149. Внешние характеристики генератора СМП-3
при комбинированном регулировании режима:
1 и 2—первая ступень; 3 и 4—вторая ступень; 5 и Y—третья
ступень.
СМП-3 снижают использование активных материалов по сравнению
с генераторами типа ГС-500, СГП-3 и др. Сварочные генераторы
СМП-3 по схеме и конструкции аналогичны генераторам системы
«Парадайн» («Paradyn»), которые выпускаются в Англии.
§ 6. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ГЕНЕРАТОРОВ
Как было показано ранее, сварочные генераторы с намагничи-
вающей параллельной обмоткой и размагничивающей последователь-
ной обмоткой по принципу действия, .форме внешней характеристики
и способам регулирования аналогичны генераторам, имеющим неза-
висимое возбуждение.
Однако применение намагничивающей параллельной обмотки,
питаемой от третьей дополнительной щетки, обусловливает неко-
торые существенные различия между этими системами сварочных
генераторов.
Сварочные генераторы с самовозбуждением, имеющие намагни-
чивающую параллельную обмотку, не нуждаются в постороннем
источнике для питания цепи возбуждения, что упрощает конструк-
цию и делает генераторы более надежными в эксплуатации.
Применение третьей щетки несколько ухудшает коммутацию
и требует принятия специальных мер для уменьшения потока в зоне
коммутации.
19 Рабинович 22
290 Генераторы с намагничивающей и размагничивающей обмотками
Магнитный поток и индукция в воздушном зазоре под полюсом
при нагрузке распределены неравномерно, причем обе половины
полюсов могут быть насыщены при нагрузке потоками разного
знака. Кроме того, форма кривой э. д. с. или кривой изменения
поля под полюсами генератора будет при нагрузке искажена. Вслед-
ствие этого потери в генераторах этой системы при нагрузке несколько
возрастают по сравнению с холостым ходом. В генераторах с незави-
симым возбуждением поле под полюсами при нагрузке распределено
равномерно, а полюсы не насыщены, что снижает потери в стали
при нагрузке.
Генераторы этой системы являются генераторами с самовоз-
буждением. Поэтому они должны вращаться только в одном опре-
деленном направлении, при котором полярность щеток а — с и соот-
ветственно направление тока в намагничивающей обмотке возбуж-
дения будут такими, что н. с. этой обмотки усиливает остаточное
поле полюсов генератора. В противном случае ток в намагничи-
вающей обмотке будет ослаблять остаточное поле и генератор не
будет самовозбуждаться.
Динамические свойства генератора при работе на ступени с боль-
шим числом витков размагничивающей обмотки ухудшаются. Это
объясняется тем, что с увеличением числа витков размагничивающей
обмотки взаимоиндуктивность обмоток Мо увеличивается. Кроме
того, при увеличении числа витков последовательной обмотки ее
размагничивающее действие в некоторых случаях не компенси-
руется полностью подмагничивающим действием обмотки якоря.
Поэтому напряжение Uac и соответственно ток в намагничивающей
обмотке при нагрузке и особенно при коротком замыкании снижаются.
В этом случае при переходе с короткого замыкания на холостой
ход прежде всего должен возрасти до начального значения ток в нама-
гничивающей параллельной обмотке. Таким образом, на переход-
ный процесс, обусловленный взаимоиндукцией обмоток возбужде-
ния, накладывается переходный процесс самовозбуждения генера-
тора, что, естественно, замедляет процесс восстановления напряже-
ния генератора и ухудшает условия возбуждения дуги.
Когда генератор очень слабо насыщен при холостом ходе из-за
чрезмерного снижения тока в намагничивающей обмотке процесс
самовозбуждения генератора и восстановление напряжения после
прекращения короткого замыкания протекают столь медленно, что
динамические свойства генератора не отвечают требованиям устой-
чивого возбуждения и поддержания дуги. Во избежание этого не
рекомендуется выходить за нижний предел настройки режима,
предусмотренный паспортными данными генератора.
В крайнем случае следует включить в сварочную цепь дрпол-
нительное балластное сопротивление.
ГЛАВА XV
СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ С РАСЩЕПЛЕННЫМИ
ПОЛЮСАМИ
§ 1. ПРИНЦИПИАЛЬНАЯ СХЕМА ГЕНЕРАТОРА
Генераторы с расщепленными полюсами применяются в свароч-
ной технике с начала 30-х годов. По основному принципу действия
и схеме (фиг. 150) эти генераторы можно рассматривать как разно-
видность схемы генератора с намагничивающей параллельной обмот-
кой, питаемой от одной из основных и третьей дополнительной
щеток генератора.
Как уже указывалось в предыдущей главе, поток якоря подмаг-
ничивает одну половину полюса и размагничивает другую. Если
часть полюса, которая подмагничивается н. с. обмотки якоря, сильно
насыщена уже при холостом ходе (например, в генераторе СМП-3),
то увеличение потока в этой части полюса при нагрузке весьма
невелико. Между тем размагничивающее действие н. с. обмотки
якоря будет уменьшать суммарный поток в воздушном зазоре под
полюсом. Вследствие этого э. д. с. генератора и напряжение на ос-
новных щетках при нагрузке будут уменьшаться с увеличением
сварочного тока даже без применения специальной последователь-
ной размагничивающей обмотки. Для усиления размагничивающего
действия реакции якоря и увеличения насыщения той части полюса,
поток которой желательно поддерживать при нагрузке неизменным,
в генераторах с расщепленными полюсами обе эти части каждого
полюса генератора разделены (расщеплены) на два отдельных по-
люса одинаковой полярности, которые располагаются вдоль окруж-
ности якоря один за другим (фиг. 151). Угол между осями двух
полюсов одинаковой полярности, представляющий собой один рас-
щепленный полюс, составляет примерно 90°. Таким образом, генера-
тор с расщепленными полюсами, имея четыре основных полюса,
по существу является двухполюсной машиной, так как каждая
пара полюсов одинаковой полярности расположена рядом, а не чере-
дуется с полюсами другой полярности, как это имеет место в обычных
электрических машинах постоянного тока.
Поэтому при наличии четырех полюсов генератор с расщеплен-
ными полюсами имеет лишь одну нейтраль. Эта нейтраль располо-
292
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
жена перпендикулярно оси, проходящей между парой одноименных
полюсов, образующих один расщепленный полюс Np или5р (фиг. 151).
На этой нейтрали размещаются основные щетки генератора а
и &, а между ними устанавливается дополнительная третья щетка с
(фиг. 150 и 151).
Одна пара полюсов разной полярности, расположенная горизон-
тально, называется главными полюсами. Вторая пара полюсов,
Фиг. 150. Принципиальная схема
сварочного генератора с расще-
пленными полюсами:
НГ — намагничивающая обмотка
главных полюсов; НП — намагни-
чивающая обмотка поперечных
полюсов; Р — регулировочный рео-
стат, Фг — поток главных полюсов;
Фп — поток поперечных полюсов;
ig —ток в обмотке главных полюсов;
in — ток в обмотке поперечных
полюсов.
Фиг. 151. Расположение основных полю-
сов и взаимодействие потоков в свароч-
ном генераторе с расщепленными полю-
сами.
расположенная вертикально, называется поперечными полюсами.
Каждая пара полюсов имеет намагничивающие обмотки, питаемые
от щеток а — с. Н. с. обмотки НГ главных полюсов, которые под-
магничиваются потоком якоря, обычно больше н. с. обмотки НП
поперечных полюсов (см. фиг. 150). В главных полюсах для усиле-
ния насыщения делаются специальные вырезы. По этим причинам
главные полюсы более насыщены, чем поперечные. Намагничиваю-
щие обмотки полюсов могут включаться между собой параллельно
(фиг. 150) или последовательно. В цепь обмотки поперечных полю-
сов НП обычно включается реостат Р, который служит для регули-
рования режима, работы генератора.
Намагничивающие обмотки полюсов создают два независимых
взаимно-перпендикулярных потока Фг и Фл, которые замыкаются
через соответствующую пару полюсов.
Поток в воздушном зазоре под главными полюсами индуктирует
в одной половине проводников якоря э. д. с. Еас. В свою очередь,
Основные уравнения работы сварочного генератора
293
поток в воздушном зазоре под поперечными полюсами индукти-
рует в другой половине проводников якоря э. д. с. ЕсЬ.
Суммарная э. д. с. ЕаЬ в якоре равна алгебраической сумме
э. д. с. ЕаЬ и Есь, а напряжение UQb на основных щетках генератора
соответственно равно алгебраической сумме напряжений на щетках
а — с и с — Ь.
Подмагничивающее действие реакции якоря при нагрузке мало
сказывается на изменении потока под главными полюсами из-за
насыщения этих полюсов. Вследствие этого напряжение на щетках
а — с Uас, от которых питается намагничивающие обмотки полюсов,
также мало изменяется при нагрузке. Размагничивающее действие
реакции якоря на поток в воздушном зазоре под поперечными полю-
сами сказывается весьма сильно: по мере увеличения сварочного
тока результирующий поток поперечных полюсов уменьшается
и даже меняет свой знак. Поэтому напряжение на щетках с — Ь,
зависящее от этого потока, соответственно изменяется при нагрузке.
Таким образом, напряжение Uab на основных щетках генера-
тора будет уменьшаться с увеличением сварочного тока в резуль-
тате взаимодействия намагничивающих сил обмоток возбуждения
и н. с. обмотки якоря, которая в генераторах с расщепленными полю-
сами действует так же, как размагничивающая последовательная
обмотка.
§ 2. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ РАБОТЫ СВАРОЧНОГО ГЕНЕРАТОРА
Холостой ход. При отсутствии тока в якоре и сварочной цепи
в генераторе существует лишь два магнитных потока: поток главных
полюсов Фг и поток поперечных полюсов Фп, создаваемые н. с.
соответствующих обмоток возбуждения НГ и НП (фиг. 150). Эти
потоки индуктируют э. д. с. в якоре Еас и Есь, которые при холо-
стом ходе равны напряжениям на щетках Uас и Ucb:
Еас^иас = 4-Фг-^‘, (218),
ЕсЬ = исЬ = -^Фп = ^, (219)
где 1г и in — токи соответственно в обмотках главных и попереч-
ных полюсов;
юг и wn — числа витков соответственно в обмотках главных
и поперечных полюсов;
R^s и R^n — магнитные сопротивления соответственно на пути по-
токов главных и поперечных полюсов, причем R^
всегда больше R^n вследствие сильного насыщения
главных полюсов.
Так как н. с. обмоток и магнитные сопротивления на пути по-
токов главных и поперечных полюсов разные, то и напряжения
294
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
Uac и ^съ ПРИ холостом ходе могут быть разными, что отличает
генератор с расщепленными полюсами от сварочных генераторов,
описанных в предыдущей главе.
Напряжение на основных щетках Uab, т. е. напряжение холостого
хода генератора UQ, равно сумме напряжений Uac и Ucb.
Uo = Uac +ucb = -^ [-g- + • (220)
Нагрузка. Распределение магнитного поля под полюсами при
нагрузке с появлением тока в якоре резко изменяется, так как
н. с. обмотки якоря, как уже говорилось, оказывает существен-
ное влияние на величину суммарного потока полюсов генератора
и распределение поля в воздушном зазоре.
В генераторах с расщепленными полюсами для удобства анализа
можно рассматривать обмотку якоря, как бы состоящую из двух
катушек, магнитные оси или направление действия н. с. которых сов-
падают с осями главных и поперечных полюсов.
Разделим якорь условно на четыре сектора при помощи двух
осевых линий ab и сс', как показано на фиг. 151. Тогда можно счи-
тать, что проводники якоря, лежащие в пазах секторов / по дуга^м
cb и ас', образуют катушку, магнитная ось которой направлена
по оси главных полюсов. В соответствии с направлением токов
в этих проводниках, направление потока Фян, создаваемого н. с.
катушки /, совпадает с направление^ потока главных полюсов Фг
(см. фиг. 151). Таким образом, н. с. катушки / обмотки якоря ока-
зывает подмагничивающее действие на главные полюсы. Обозначим
число эквивалентных витков подмагничивающей катушки / обмотки
якоря через wnH. Остальные проводники якоря, лежащие в пазах
секторов II по дугам ас и Ьс', образуют вторую катушку, магнитная
ось которой совпадает с осью поперечных полюсов. Однако, как
видно из фиг. 151, направление н. с. и потока Фяр, создаваемого
н. с. катушки II, противоположно направлению потока попереч-
ных полюсов и, следовательно, размагничивает последние. Число
эквивалентных витков размагничивающей катушки // обмотки якоря
обозначим через юяр.
В частном случае, когда щетки а — b расположены на нейтрали,
ЯН ^яр’
В соответствии с принятым разделением обмотки якоря на две
катушки следует при анализе работы генератора учитывать, что
по оси главных полюсов действуют н. с. i2w2 обмотки возбуждения
НГ и н. с. Idwян катушки / обмотки якоря, а по оси поперечных
полюсов—н. с. inwn обмотки возбуждения НП и н. с. 1дюяр катушки II
обмотки якоря.
Уравнения для э. д. с. в якоре с учетом описанного выше взаимо-
действия н. с. обмоток возбуждения и обмотки якоря генератора
Основные уравнения работы сварочного генератора
295
примут следующий вид:
р С ЦгЮг ~~Н 1д^ян) . zqq i \
ас о р ’ \^Ч
* хр.г
р — ('inWn - 1д™яр) (222)
^cb о p v 7
Из сравнения уравнений (221) и (218) видно, что результирующая
н. с., действующая по оси главных полюсов, при нагрузке будет
больше, чем при холостом ходе. Однако так как главные полюсы
сильно насыщены, то увеличение результирующей н. с. практи-
чески не вызывает увеличения потока в зазоре под этими полюсами.
Вследствие этого э. д. с. Еас и соответствующее ей напряжение Uас
мало изменяются при нагрузке. Поэтому подмагничивающим дей-
ствием н. с. обмотки якоря можно пренебречь. Следовательно,
уравнение (221) примет вид, аналогичный уравнению (218):
Uac^Eac = ^ = const, (223)
которое будет справедливо и для режима нагрузки. Напряжение
на основных щетках генератора а — b с учетом падения напряжения
на участке последовательной цепи якоря внутри генератора можно
выразить в соответствии с уравнением (218) и (222) так:
Uab = Еас + ЕсЬ -/-‘р- +
inwn ~ Idwap \ т D
р I * д*'г'
(224)
Из анализа уравнения (222), (223) и (224) видно, что с увеличе-
нием сварочного тока э. д. с. Еас и напряжение Uac изменяются
мало, а э. д. с. ЕсЬ и соответствующее ей. напряжение Ucb умень-
шаются и при некоторых значениях тока дуги могут изменить свой
знак, когда поперечные полюсы под влиянием размагничивающего
действия реакции якоря перемагничиваются. Напряжение Uab
в результате такого изменения составляющих его напряжений Uac
и Ucb будет с увеличением сварочного тока уменьшаться. Описан-
ные выше явления наглядно подтверждаются опытными кривыми
изменения напряжений Uab, Uас и Ucb в функции сварочного тока,
полученными при испытаниях генератора с расщепленными полю-
сами типа СМГ-26 (фиг. 152). Эти кривые весьма похожи на анало-
гичные кривые для генератора с намагничивающей параллельной
и размагничивающей последовательной обмотками возбуждения (см.
фиг. 138). Последнее подтверждает общность принципов действия
обоих генераторов.
296
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
Напряжение источника питания, равное напряжению на дуго-
вом промежутке, определяется из уравнения (224) с учетом полного
падения напряжения в сварочной цепи:
4^2 , ir‘W” — JdWxpl . D
R ' R JdKc.
Последнее выражение легко преобразовать к виду, принятому
нами для всех типов источников питания дуги:
InWn 1 т Г CW*P
| ЧХп
(225)
U(ib = f (/) (/) сварочного генера-
тора с расщепленными полюсами
и кривые зависимости напряжений
Uас С?), Ucb GO от сварочного тока.
Учтя уравнение (220) и обозна-
чая по-прежнему
_ Сюяр
преобразуем уравнение (225):
Ud=UQ-IM + Rc). (226)
Из этого выражения определим,
как обычно, значение сварочного
тока при заданном значении напря-
жения дуги:
Короткое замыкание. При этом
режиме напряжение Uac почти пол-
ностью уравновешивается напряже-
нием Ucb, которое изменяет свой
знак (см. фиг. 152), так как поперечные полюсы перемагничи-
ваются под влиянием размагничивающего действия реакции якоря.
Для режима короткого замыкания уравнение (224) с учетом пол-
ного падения в сварочной цепи примет вид
Еас + ЕсЬ-1^с = 0.
Так как падение напряжения в сварочной цепи относительно
невелико, то можно положить, что Еас^—ЕсЬ. Следовательно,
при коротком замыкании потоки главных и поперечных полюсов
будут примерно одинаковыми. Поэтому насыщение поперечных
полюсов при коротком замыкании может быть в некоторых слу-
чаях, больше, чем при холостом ходе, когда обычно Фг > Фп.
Регулирование режима
297
Уравнение для определения тока короткого замыкания может
быть получено из уравнения (227) при условии, что 1д = 1К и
= 0:
j —
К Ra + Rc'
Вследствие насыщения поперечных полюсов при режимах, близ-
ких к короткому замыканию, магнитное сопротивление R^n воз-
растает, что ослабляет размагничивающее действие реакции якоря,
т. е. приводит к уменьшению эквивалентного сопротивления. По
этой причине ток короткого замыкания несколько возрастает, так
как внешняя характеристика генератора при режимах, близких
к короткому замыканию, становится полого падающей (см. фиг. 156).
— сварочного генератора с I расщеп-
ленными полюсами типа СМГ-26. Uh=30e.
§ 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
Способы регулирования режима в генераторах с расщепленными
полюсами принципиально аналогичны способам, описанным в пре-
дыдущих главах. Как следует из уравнений (220), (225) и (227),
режим сварки можно регулировать- следующими двумя способами.
При изменении тока in в
намагничивающей обмотке НП
поперечных полюсов изменяется
сварочный ток (фиг. 153), а
также напряжение холостого
хода генератора.
Для достижения большой
кратности регулирования сва-
рочного тока приходится зна-
чительно изменять напряжение
холостого хода генератора,
что, как было показано в пре-
дыдущих главах, является не-
достатком такого способа регу-
лирования.
В обмотке НГ главных по-
люсов нельзя изменять ток
так как это может привести к уменьшению степени насыщения этих
полюсов, т. е. к нарушению нормальной работы генераторов с рас-
щепленными полюсами.
Второй способ регулирования заключается в изменении размаг-
ничивающего действия реакции якоря, т. е. в изменении числа
размагничивающих витков шяр, подобно тому, как этот способ
применяется в генераторах, имеющих размагничивающую последо-
вательную обмотку.
В генераторах с расщепленными полюсами изменение размагни-
чивающего действия реакции якоря или числа витков шяр достигается
298
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
путем смещения щеток с нейтрали. При смещении щеток с нейтрали
происходит изменение направления токов в некоторых проводниках
якоря, в результате чего витки якоря перераспределяются между
подмагничивающей и размагничивающей катушками, на которые мы
условно разделили всю обмотку якоря.
Как уже было указано, при расположении щеток на нейтрали
™ян ^яр*
Изменение числа витков подмагничивающей и размагничивающей
катушек обмотки якоря при смещении щеток можно определить при
Фиг. 154. к определению изменения числа витков якоря мян и мяр
при смещении щеток:
а — против направления вращения генератора; б — по направлению вращения
генератора.
помощи построений, показанных на фиг. 154. При смещении щеток
относительно нейтрали против направления вращения на угол а
(фиг.154, а) необходимо для определения числа проводников, вхо-
дящих в секторы / и //, симметрично сместить вспомогательную
осевую линию сс' (см. фиг. 151) на угол а по направлению вращения
(см. осевую линию с"с" на фиг. 154). В результате такого смещения
осей центральный угол сектора / увеличится на 2а, а цен-
тральный угол сектора II уменьшится на 2а. Соответственно
с этим, как видно из фиг. 154, а, число витков шян подмагничиваю-
щей катушки I увеличится, а число витков юяр размагничивающей
катушки II уменьшится по сравнению с расположением щеток
на нейтрали.
Наоборот, при смещении щеток относительно нейтрали по
направлению вращения на угол а, как видно из построений на
фиг. 154, б, число витков подмагничивающей обмотки wnH умень-
шится, а число витков размагничивающей обмотки wnp увели-
чится.
Число витков, образуемых проводниками, расположенными в па-
зах секторов / и //, пропорционально величине центральных углов
Регулирование режима
299
этих секторов. При расположении щеток на нейтрали центральный
угол равен При смещении щеток относительно нейтрали на
угол + а, как видно из построений на фиг. 154, центральный угол
будет равен -^-± 2а. Исходя из этих соотношений, можно написать
следующую пропорцию:
wapo _ Шяр
откуда
^р = ^яро(1± v)’ <228)
где мяро — число витков размагничивающей катушки // обмотки
якоря при расположении щеток на нейтрали;
мяр — соответственно число витков при смещении щеток отно-
сительно нейтрали на угол +а.
Выражение в скобках берется со знаком + при смещении щеток
по направлению вращения генератора.
Изменение числа витков г^яр можно также выразить в зависи-
мости от числа коллекторных пластин пк, на которое смещены щетки
с нейтрали. При этом следует учесть, что угол а пропорционален
числу коллекторных пластин пк, поэтому можно написать следую-
щее соотношение:
а __ 2те
пк k ’
где k — общее число пластин коллектора генератора.
Учтя это соотношение, можно преобразовать выражение (228)
к следующему виду:
^яР = ^Ро(1 ±^)- (229)
Таким образом, при смещении щеток относительно нейтрали
по направлению вращения генератора размагничивающее действие
реакции якоря и число витков шяр увеличивается. Из уравнения
(227) следует, что сварочный ток уменьшается с увеличением шяр,
С Til)ап
так как эквивалентное сопротивление = —— при этом также
увеличивается.
Регулирование режима при помощи смещения щеток практически
не оказывает влияния на величину напряжения холостого хода
генератора. Характер зависимости тока короткого замыкания /„.
от числа коллекторных пластин пк, на которые смещены щетки,
показан на фиг. 155.
Существенным недостатком регулирования при помощи смеще-
ния щеток является ухудшение условий коммутации и искренне
300
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
щеток. При чрезмерном смещении щеток с нейтрали, когда секции
обмотки якоря, коммутируемые щетками, выходят из зоны действия
дополнительных полюсов, возникает усиленное искрение щеток,
которое может привести к выходу генератора из строя.
Поэтому в современных конструкциях сварочных генераторов
с расщепленными полюсами регулирование режима путем смещения
щеток применяется лишь в ка-
чествевспомогательного способа
70
ПротиВ вращения По вращению
Фиг. 155. Изменение тока корот- Фиг. 156. Внешние характеристики
кого замыкания 1К при смеще- сварочного генератора с расщеплен-
нии щеток сварочного генерато- ными полюсами типа СГ-300 при ком-
ра с расщепленными полюсами бинированном регулировании режима,
типа СМГ-1.
в комбинации с плавным регулированием режима при помощи рео-
стата в обмотке поперечных полюсов. При таком комбинированном
регулировании щетки смещаются по коллектору и фиксируются
в двух или трех определенных положениях, что дает две или три
ступени регулирования. В пределах каждой ступени регулирование
режима производится изменением тока в обмотке возбуждения
поперечных полюсов.
Комбинированное регулирование позволяет расширить пределы
настройки режима без чрезмерного изменения напряжения холостого
хода. На фиг. 156 приведены внешние характеристики генератора
с расщепленными полюсами типа СГ-300 для двух положений щеток
и двух крайних положений регулировочного реостата Р: реостат
выведен полностью (кривые /, 2) и реостат введен полностью (кри-
вые 3, 4).
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ и СХЕМЫ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
С РАСЩЕПЛЕННЫМИ ПОЛЮСАМИ
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами выпускаются
с начала 30-х годов и в настоящее время являются в СССР наиболее
распространенной системой сварочных генераторов постоянного тока.
Конструкция и схемы генераторов с расщепленными полюсами 301
За время производства в СССР генераторов с расщепленными
полюсами электрические схемы их значительно усовершенствова-
лись. Было выпущено много типов генераторов, имеющих одинако-
вые магнитные системы, но отличающихся либо своими электриче-
скими схемами и обмоточными данными, либо конструкцией.
В настоящее время в СССР типовым является сварочный гене-
ратор с расщепленными полюсами на номинальный ток 300—340 а
Фиг. 157. Электромагнитная схема генератора СГ-300-М (вид со стороны коллектора)
и схема включения двигателя сварочного преобразователя ПС-300-М:
Г —сварочный генератор; АД — асинхронный двигатель; Р — регулировочный реостат;
ДКГ — клеммная доска генератора; К — конденсаторы фильтра; ПК — пакетный выключа-
тель; ДКД — клеммная доска двигателя; Л — соединение обмоток статора в треугольник для
включения на 220 в\ Y — соединение обмоток статора в звезду для включения на 380 в.
при ПР°/О=65%. Различные типы сварочных генераторов срасщеплен-
ными полюсами, выпущенные в СССР, можно разделить в зависи-
мости от схемы включения обмоток возбуждения на четыре группы,
описание которых дается ниже."
1. К первой группе принадлежат сварочные генераторы
СГ-300-М и CMF-2M-VI последнего выпуска, разработанные заво-
дом «Электрик» в 1954 г.
Генератор СГ-300-М. Электромагнитная схема генератора
СГ-300-М, предназначенного для комплектации сварочного преоб-
разователя ПС-300-М, изображена на фиг. 157. Генератор имеет
четыре основных полюса: два главных и два поперечных. Между
главными и поперечными полюсами разной полярности размещены
два дополнительных полюса, улучшающие условия коммутации.
Оси главных и поперечных полюсов сдвинуты между собой на 78°.
302
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
На основных полюсах расположены катушки намагничивающих
обмоток возбуждения, которые включены между собой параллельно
и питаются от одной основной (положительной) и дополнительной
щеток генератора. В цепь обмотки поперечных полюсов включен
регулировочный реостат Р, который укреплен на корпусе генера-
тора под специальным кожухом. Таким образом, схема соединения
обмоток генератора СГ-300-М полностью отвечает принципиальной
схеме на фиг. 150.
Регулирование режима производится только реостатом в цепи
обмотки поперечных полюсов. Смещение щеток в генераторе СГ-300-М
Фиг. 158. Внешние характери-
стики генератора СГ-300-М.
Фиг. 159. Внешний вид сварочного
преобразователя ПС-300-М.
не применяется, что благоприятно сказывается на условиях комму-
тации и повышает надежность работы генератора. На фиг. 158 при-
ведены внешние характеристики генератора СГ-300-М для двух
крайних положений реостата: кривая 1 соответствует полностью
выведенному реостату, кривая 2 — полностью введенному реостату.
Для снижения радиопомех генератор СГ-300-М снабжен фильтром
из конденсаторов К, которые подключены к клеммам на щитке ДКГ
и к корпусу генератора.
Преобразователь ПС-300-М состоит из генера-
тора СГ-300-М и асинхронного короткозамкнутого двигателя А-62/4,
смонтированных в одном корпусе. Асинхронный двигатель преоб-
разователя рассчитан на непосредственный пуск от сети 220 или 380 в.
Схема включения асинхронного двигателя показана на фиг. 157.
Внешний вид преобразователя ПС-300-М показан на фиг. 159.
Генератор CMF-2M-VI имеет такую же электромагнитную
схему, как генератор СГ-300-М. Отличие заключается лишь в незна-
чительном изменении параметров обмоток и некоторых конструк-
Конструкция и схемы генераторов с расщепленными полюсами 303
тивных особенностях выполнения, связанных с тем, что генераторы
СМГ-2М-У1 предназначены для соединения с двигателем при помощи
эластичной муфты. Номинальные данные обоих генераторов весьма
близки.
Сварочный агрегат CAK-2M-VI предназначен слу-
жить в качестве стационарной или передвижной установки для дуго-
вой сварки на открытом воздухе в полевых или монтажных усло-
виях. Он представляет собой сварочный генератор СМГ-2М-У1,
соединенный эластичной муфтой с бензиновым автомобильным дви-
гателем ГАЗ-МК. Агрегат смонтирован на сварной раме и защищен
железной кровлей.
Двигатель ГАЗ-МК представляет собой четырехтактный авто-
мобильный двигатель типа ГАЗ-MM, специально приспособленный
и оборудованный для работы в стационарных установках и в поле-
вых условиях. Охлаждение двигателя водяное, принудительное,
с центробежным насосом. Для удобства монтажа трубчатый шести-
рядный радиатор смонтирован на самом двигателе. Двигатель снаб-
жен специальным воздушным фильтром масляного типа и приспособ-
лен для работы в пыльных условиях. Скорость вращения поддержи-
вается центробежным регулятором, что является необходимым для
устойчивости режима работы сварочного генератора.
Сварочный агрегат CAK-2M-V1 выпускается заводом «Электрик»
и является последней моделью (1954 г.) агрегатов этого типа. Агре-
гаты типа САК-2 с двигателями внутреннего сгорания выпускаются
нашей промышленностью с 1933 г. Они комплектовались свароч-
ными генераторами с расщепленными полюсами других типов,
описание которых будет дано ниже.
2. Ко второй группе сварочных генераторов с расщеп-
ленными полюсами, применяемых в СССР, принадлежат генераторы
типа СМГ-26, СМГ-2д, СМГ-2г и СГ-300. Первые два типа выпуска-
лись до Великой Отечественной войны; серийное производство гене-
раторов СМГ-2г и СГ-300 было начато в послевоенное время. Электро-
магнитные схемы генераторов второй группы примерно одинаковы,
а номинальные данные их весьма близки. Отличаются они лишь
пределами регулирования режима сварки и некоторыми конструк-
тивными особенностями, связанными с тем, для каких агрегатов
и преобразователей они предназначаются.
Электромагнитная схема генератора СГ-300 представлена
на фиг. 160. Для удобства рассмотрения на фиг. 161 изображена
принципиальная электрическая схема генераторов этой группы.
Как видно из представленных схем, на главных полюсах располо-
жены катушки намагничивающей обмотки НГ, а на поперечных полю-
сах имеются две намагничивающие обмотки. Одна из этих обмоток
НПН — нерегулируемая — соединяется последовательно с обмоткой
главных полюсов НГ. В цепь второй регулируемой обмотки НИР попе-
речных полюсов включен реостат Р, который служит для настройки
режима сварки. Обмотка НПР подключается параллельно обмоткам
304
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
НГ и НПН к тем же щеткам а — с. Регулировочный реостат укреп-
лен на корпусе генератора СГ-300 и закрыт кожухом. Регулирование
режима в генераторе СГ-300 производится двумя способами: плав-
Фиг. 160. Электромагнитная схема генератора СГ-300 (вид со стороны коллектора)
и схема включения двигателя сварочного преобразователя ПС-300:
Г —сварочный генератор; АД — асинхронный двигатель; Р — регулировочный реостат;
ДКГ — клеммная доска генератора; К — конденсаторы фильтра; ПК — пакетный выключа-
тель; ДКД — клеммная доска двигателя; А — соединение обмоток статора в треугольник
для включения на 220 в; Y — соединение обмоток статора в звезду для включения на 380 в.
ное — при помощи реостата Р и ступенчатое — путем смещения
щеток. Сдвиг щеток производится при помощи специальной ручки,
Фиг. 161. Принципиаль-
ная электрическая схема
сварочных генераторов
СГ-300, СМГ-2г, СМГ-2д
и СМГ-26.
снабженной приспособлением для фиксации
щеток в двух положениях. Внешние харак-
теристики генератора СГ-300 были приве-
дены на фиг. 156.
В генераторах СГ-300 также применен
фильтр из конденсаторов для снижения
помех радиоприему.
Преобразователь ПС-300 со-
стоит из генератора СГ-300 и асинхронного
короткозамкнутого двигателя А-62/4, смон-
тированных в одном корпусе. Конструкция
и основные технические данные однокорпус-
ного преобразователя ПС-300 такие же, как
у преобразователя ПС-300-М. Отличаются
они лишь электрической схемой сварочных
генераторов, входящих в состав преобразо-
вателей. Схема включения двигателя прео-
бразователя ПС-300 приведена на фиг. 160.
Сварочные генераторы СМГ-2г,
СМГ-2д и СМГ-26 имеют электромагнитную
схему, аналогичную генератору СГ-300
(фиг. 160). Некоторым отличием является большее число ступеней
регулирования, так как щетки в этих генераторах устанавливаются
Конструкция и схемы генераторов с расщепленными полюсами 305
в трех положениях. Благодаря увеличению числа ступеней по сравне-
нию с генератором СГ-300, пределы регулирования режима в гене-
раторах СМГ-2г, СМГ-2д и СМГ-26 несколько расширены (см.
табл. 9).
Генераторы СМГ-2г, СМГ-2д и СМГ-26 в основном предназна-
чались для комплектации различных сварочных агрегатов с электри-
ческими двигателями и двигателями внутреннего сгорания, которые
соединялись с генераторами при помощи эластичной муфты .
Сварочный агре-
гат САМ-250 состоит из
генератора СМГ-2г-1У и
эл ектродвигател я постоя н-
ного тока типа ПН-100,
смонтированнных на общей
плите. Агрегат САМ-250 ' * ' ? ; '
предназначен для дуговой
сварки, резки и наплавки
металлическим электродом.
Конструкция агрегата
приспособлена для работы
на открытом воздухе, в
условиях повышенной влаж- ?
ности, на судах морского '' ’ ’
и речного флота.
Сварочный агрегат
СУГ-2р СОСТОИТ ИЗ сварочного Фиг. 162. Внешний вид сварочного агрегата
генератора СМГ-2г-П, соеди- САК-2г-Ш.
ненного эластичной муфтой
с трехфазным асинхронным двигателем типа А-62/4 или МА-201-1/4.
Машины агрегата смонтированы на общей сварной раме-тележке,
снабженной для передвижения агрегата тремя колесами.
Сварочные агрегаты САК-2г-Ш и CAK-2r-Vl уком-
плектованы соответственно сварочными генераторами СМГ-2г-Ш
или СМГ-2г-У1. По конструкции и назначению они аналогичны
описанному выше агрегату CAK-2M-V1. Отличаются они лишь
типом сварочного генератора, входящего в состав агрегата. Внешний
вид сварочного агрегата САК-2г-Ш показан на фиг. 162.
Сварочные агрегаты типа САК-21 и САК-2II, которые выпуска-
лись до войны, несколько отличались по своей конструкции и аппа-
ратуре от послевоенного выпуска. Укомплектовывались они генера-
торами типа СМГ-26 или СМГ-2д; в качестве двигателей в агре-
гате САК-21 применялся бензиновый автомобильный двигатель типа
ГАЗ-К, являющийся прототипом современного двигателя ГАЗ-МК.
В агрегате САК-211 был использован керосиновый двигатель
от трактора-пропашника типа У-2 («Универсал»).
Генератор СМГ-26 входил также в состав стационарного свароч-
ного агрегата того же наименования с приводом от асинхронного
20 Рабинович 22
306
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
двигателя; этим же генератором комплектовались однокорпусные
преобразователи типа СУГ-26, которые выпускались до войны.
Первые сварочные генераторы с расщепленными полюсами типа
СМГ-2а и СМГ-1, выпущенные в СССР в начале 30-х годов, сущест-
венно отличались от описанных выше конструкций сварочных гене-
раторов последующих выпусков.
3. К третьей группе относится сварочный генератор
СМГ-2а (фиг. 163). Генератор имел намагничивающую нерегулируе-
Фиг. 163. Принципиаль-
ная электрическая схема
сварочного генератора
СМГ-2а.
мую обмотку НГ на главных полюсах и ре-
гулируемую обмотку НП на поперечных
полюсах, которые соединялись между собой
параллельно и питались, как обычно, от
одной основной щетки а и дополнительной
щетки с. Кроме того, на поперечных полю-
сах размещалась еще одна обмотка ШО
(нерегулируемая), которая подключалась
к основным щеткам генератора а — Ь. На-
магничивающая обмотка возбуждения ШО
на поперечных полюсах, питаемая от основ-
ных щеток, существенно изменила форму
внешней характеристики генератора. Ток в
обмотке ШО изменялся при нагрузке так
же, как и напряжение на основных щетках
а — Ь. Поэтому при увеличении нагрузки в
сварочной цепи ток в параллельной обмотке
ШО, питаемой от основных щеток, умень-
шался, что уменьшало поток поперечных
полюсов. Вследствие этого уменьшение
результирующего потока генератора при больших сварочных
токах происходило интенсивнее, что давало возможность сделать
внешнюю характеристику более пологой при малых токах и более
круто падающей в области рабочих токов .и режимов, близких к
короткому замыканию. Внешние характеристики такого типа поз-
воляли удлинять дугу без опасности ее обрыва и давали возмож:
ность ограничить ток короткого замыкания.
Однако наличие в генераторах СМГ-2а обмотки параллельного
возбуждения ШО, питаемой от основных щеток, несколько ухуд-
шило их динамические свойства. Процесс восстановления напря-
жения генератора после прекращения короткого замыкания ухуд-
шился вследствие того, что ток в намагничивающей параллельной
обмотке ШО должен был при этом возрасти с нуля до своего номи-
нального значения. Таким образом, на переходный процесс, обу-
словленный взаимоиндукцией обмоток возбуждения, накладывался
переходный процесс самовозбуждения генератора, что замедляло
процесс восстановления напряжения генератора и ухудшало его
динамические свойства. Для уменьшения постоянной времени об-
мотки ШО в цепь ее было включено добавочное сопротивление
Основные свойства генераторов с расщепленными полюсами 307
Фиг. 164. Принципиаль-
ная электрическая схема
сварочного генератора
СМГ-1.
Сварочный генератор СМГ-2а предназначался для сварки уголь-
ным и металлическим электродами при номинальном рабочем напря-
жении 40 в и токах от 75 до 400 а. Комбинированное регулирование
режима осуществлялось при помощи реостата в обмотке НП и сдвига
щеток. Генератор СМГ-2а входил в комплект сварочного агрегата
СМГ-2а с приводом от асинхронного двигателя; с этими генераторами
комплектовались также однокорпусные сварочные преобразователи
типа СУГ-2а.
4. Сварочные д в’У х м а ш и н -
ные агрегаты СМГ-1 с приводом
от асинхронного двигателя были выпущены
заводом «Электрик» в 1931 г. Генератор
СМГ-1 относится к четвертой группе гене-
раторов с расщепленными полюсами; он
имел на полюсах две намагничивающие
обмотки НГ и НП, соединенные между собой
последовательно (фиг. 164). Регулирование
осуществлялось только смещением щеток.
Сдвиг щеток производился при помощи вин-
тового механизма, снабженного рукояткой
и соединенного со щеточной траверсой.
Во избежание чрезмерного искрения угол
сдвига щеток ограничивался стопорами, что
сужало пределы регулирования. Поэтому
для получения токов меньше 100 а генератор снабжался специаль-
ным балластным реостатом, который включался в сварочную цепь
последовательно с дугой.
Генератор СМГ-1 был рассчитан на токи от 40 до 250 а при напря-
жении 25 в.
Основные технические данные современных советских сварочных
двухмашинных агрегатов и однокорпусных преобразователей, уком-
плектованнных генераторами с расщепленными полюсами, приве-
дены в табл. 9.
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами впервые были
применены в США, где они получили большое распространение.
До настоящего времени они являются основным типом сварочных
генераторов, выпускаемых фирмой Дженерал Электрик (General
Electik Со). Советские сварочные генераторы с расщепленными
полюсами по своей конструкции и техническим характеристикам не
уступают генераторам, выпускаемым в США.
§ 5. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ГЕНЕРАТОРОВ С РАСЩЕПЛЕННЫМИ
ПОЛЮСАМИ
Из описания принципа действия и конструкции сварочных генера-
торов'с расщепленными полюсами можно сделать следующие выводы:
а) Форма внешних характеристик генератора вполне отвечает
условиям устойчивого горения дуги.
20*
308
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
Некоторым недостатком генераторов с расщепленными полюсами
типа СМГ-2г и частично СГ-300 является относительно большой ток
короткого замыкания, обусловленный насыщением поперечных полю-
сов при режимах, близких к короткому замыканию. В генераторах
СМГ-2М, СГ-300-М этот недостаток в значительной степени устра-
нен .
Способы регулирования режима обеспечивают настройку в до-
стойно широких пределах при сравнительно небольшом изменении
напряжения холостого хода.
Однако регулирование путем сдвига щеток усложняет комму-
тацию, делает необходимым применение широких дополнительных
полюсов и несколько снижает надежность работы генератора.
В последних моделях генераторов с расщепленными полюсами
(СМГ-2М, СГ-300-М) обеспечен достаточно широкий диапазон регу-
лирования без применения сдвига щеток.
б) Генераторы с расщепленными полюсами не нуждаются в по-
стороннем источнике питания возбуждения, что упрощает конструк-
цию и повышает надежность работы сварочной установки.
в) Генераторы с расщепленными полюсами являются двухпо-
люсными машинами. Вследствие этого изготовление таких генера-
торов на большие токи затруднительно, так как мощные генера-
торы с малым числом полюсов имеют большие габариты, удельный
расход активных материалов в них повышается, а коллектор имеет
большие размеры
г) Исследование динамических свойств генераторов с расщеплен-
ными полюсами показало, что переходные процессы в этих генера-
торах и в генераторах с независимым возбуждением и размагничи-
вающей последовательной обмоткой имеют один и тот же характер
(см. фиг. 133 и 165). Однако особенности схемы генераторов с рас-
щепленными полюсами обусловливают некоторые отличия в каче-
стве переходных процессов. К этим особенностям, по сравнению
со схемой генератора с независимым возбуждением, относятся сле-
дующие. Во-первых, питание обмоток возбуждения производится от
части обмотки якоря, вследствие чего напряжение возбуждения
зависит от изменения э. д. с. в якоре генератора при переходном
процессе. Во-вторых, падающая характеристика в генераторах
с расщепленными полюсами достигается в результате взаимодей-
ствия н. с. обмоток возбуждения и обмотки якоря, которая в этих
генераторах заменяет размагничивающую последовательную обмотку.
При этом э. д. с. взаимоиндукции между обмоткой якоря и обмот-
ками главных и поперечных полюсов имеют разные знаки. /
При коротком замыкании генератора с расщепленными полюсами
напряжение на щетках а — с, от которых питаются обмотки воз-
буждения, включенные параллельно, в первый момент снижается.
Это вызывается тем, что ток в обмотке главных полюсов сначала
уменьшается и даже изменяет свое направление вследствие воз-
никновения в этой обмотке э. д. с. взаимоиндукции, действующей
Основные свойства генераторов с расщепленными полюсами
309
встречно приложенному к обмотке напряжению. Затем, по мере
возрастания тока в якоре, э. д. с. Еас и соответственно напряже-
ние Uac возрастают до своего исходного значения и даже несколько
превышают его благодаря подмагничивающему влиянию реакции
якоря. Ток в обмотке поперечных полюсов, наоборот, в первый
момент времени возрастает вследствие возникновения э. д. с. взаимо-
индукции, которая в этой обмотке действует согласно с приложен-
ным к обмотке напряжением. Вследствие этого э. д. с. Есь и напря-
жение Ucb под влиянием размагничивающего действия реакции
якоря уменьшаются медленнее, чем это имело бы место, если бы
ток в обмотках поперечных полюсов не возрастал. В результате
такого изменения э. д. с. Еас и Есь суммарная э. д. с. ЕаЬ в цепи
якоря во время переходного процесса будет больше своего значения,
соответствующего установившемуся значению тока короткого замы-
кания. Вследствие этого ток в якоре при переходном процессе дости-
гает пикового значения, превосходящего установившийся ток корот-
кого замыкания. Если бы напряжение питания обмоток возбужде-
ния Uас не снижалось в начале переходного процесса вследствие
действия э. д. с. взаимоиндукции, то возрастание тока в обмотке
поперечных полюсов и суммарная э. д. с. генератора ЕаЬ при пере-
ходном процессе были бы еще больше и соответственно пик тока
и скорость его нарастания в якоре были бы также больше. Следо-
вательно, питание обмоток возбуждения в генераторе с расщеплен-
ными полюсами от части обмотки якоря и возникновение э. д. с.
взаимоиндукции в обмотке возбуждения главных полюсов, действую-
щей противоположно по отношению к приложенному к обмотке
напряжению, несколько ограничивает пик тока короткого замыка-
ния и скорость его нарастания по сравнению с генераторами, имею-
щими независимое возбуждение и размагничивающую последова-
тельную обмотку. Кроме того, абсолютные значения взаимоиндук-
тивности М между обмотками возбуждения и обмоткой якоря в гене-
раторах с расщепленными полюсами несколько меньше, чем в гене-
раторах с независимым возбуждением, особенно в тех случаях,
когда намагничивающая и последовательная обмотки расположены
на одних и тех же полюсах. Уменьшение значений 7И, как известно,
также приводит к уменьшению пика тока короткого замыкания.
При переходе с короткого, замыкания к холостому ходу э. д. с.
Еас и напряжение Uас в первый момент несколько снижаются,
так как исчезает подмагничивающий поток якоря. Но одновременно
с этим нарастает ток в обмотке главных полюсов, так как э. д. с.
взаимоиндукции в этой обмотке при уменьшении тока якоря направ-
лена согласно с напряжением, приложенным к обмотке. В резуль-
тате напряжение Uac относительно быстро достигает своего значе-
ния при холостом ходе.
Ток в обмотках поперечных полюсов, наоборот, в начале пере-
ходного процесса под действием э. д. с. взаимоиндукции и сниже-
ния напряжения питания уменьшается и даже изменяет свое направ-
310
Сварочные генераторы с расщепленными полюсами
ление, а затем нарастает со скоростью, определяемой величиной
постоянной времени этой обмотки. Соответственно с этим изме-
няются э. д. с. Есь и напряжение на щетках Ucb, которые при корот-
ком замыкании, т. е. в начале переходного процесса, будут отрица-
тельными, а по окончании переходного процесса вновь достигают
своего положительного значения при холостом ходе, переходя одно-
временно с током в обмотке поперечных полюсов через нулевое
значение. В соответствии с указанным изменением э. д. с. Еас и ЕсЬ
изменяются суммарная э. д. с. генератора ЕаЬ и напряжение Uab.
Фиг. 165. Осциллограммы переходных процессов в генераторе СМГ-26 для двух сту-
пеней регулирования режима. Рабочий режим:
а — I ступень, = 30 et = 120 а; б — III ступень, U& == 30 в, = 300 а.
Скорость нарастания напряжения Uab при переходе к холостому
ходу в основном определяется величиной постоянной времени об-
мотки поперечных полюсов, а величина минимального напряжения
(7mln, как и в других системах сварочных генераторов, зависит от
взаимоиндуктивности М между этой обмоткой и обмоткой якоря.
Как видно из описания переходных процессов в генераторах
с расщепленными полюсами, э. д. с. взаимоиндукции в обмотках
главных и поперечных полюсов и соответственно изменения токов
в них имеют разные знаки. Поэтому при последовательном соеди-
нении обмотки главных полюсов со всей или частью обмотки попе-
речных полюсов (см. фиг. 161 и 164) э. д. с. взаимоиндукции в обмот-
ках будут частично компенсировать друг друга, что приведет к умень-
шению результирующей взаимоиндуктивности Мо и улучшению
динамических свойств генераторов.
На фиг. 165 приведены опытные осциллограммы токов и напря-
жений генератора СМГ-26 при коротком замыкании и при переходе
с короткого замыкания к холостому ходу для двух положений щеток,
т. е. для двух ступеней настройки режима. Эти осциллограммы
Основные свойства генераторов с расщепленными полюсами 311
достаточно наглядно характеризуют динамические свойства гене-
ратора.
Испытания генераторов с расщепленными полюсами показали,
что отношение пика тока к установившемуся току короткого замы-
кания составляет = 1,6-4-2,2, а время восстановления напря-
жения до 25 в после прекращения короткого замыкания обычно меньше
0,02 сек.
д) Генераторы с расщепленными полюсами являются генерато-
рами с самовозбуждением. Следовательно, как было показано в
главе XIV, они должны вращаться только в одном определенном
направлении, так как в противном случае самовозбуждение гене-
раторов будет невозможно.
ГЛАВА XVI
СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
§ 1. ПРИНЦИПИАЛЬНАЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТНАЯ СХЕМА ГЕНЕРАТОРА
Сварочные генераторы поперечного поля являются генераторами
с самовозбуждением. По принципу действия и конструкции магнит-
ной системы они значительно отличаются от нормальных генера-
торов постоянного тока. Эта система была предложена в 1905 г.
Фиг. 166. Электромагнитная схема сва-
рочного генератора поперечного поля.
Фиг. 167. Принципиальная
электрическая схема гене-
ратора поперечного поля.
австрийским инженером Э. Розенбергом и является первой систе-
мой сварочных генераторов специальной конструкции. Электромаг-
нитная и принципиальная электрическая схемы сварочного гене-
ратора поперечного поля изображены на фиг. 166 и 167.
Обычно генераторы поперечного поля двухполюсные, иногда,
при большой мощности — четырехполюсные. Полюсы имеют мас-
сивные башмаки, охватывающие почти половину якоря. По срав-
нению с башмаками сердечники полюсов и корпус генератора имеют
малую площадь поперечного сечения.
На коллекторе размещены четыре щетки. Две главные (рабочие)
щетки а — b расположены по оси полюсов генератора; к ним под-
ключается сварочная цепь. Другая пара щеток с — d является
Принципиальная электромагнитная схема генератора
313
вспомогательной. Щетки с — d расположены на нейтрали к потоку
полюсов и замкнуты накоротко. Генератор имеет только одну намаг-
ничивающую последовательную обмотку возбуждения ПН, которая
подключается к одной из главных щеток последовательно с якорем
и сварочной дугой. Генераторы поперечного поля имеют относительно«
большой поток остаточного магнетизма.
Суммарная э. д. с. в проводниках якоря, индуктируемая ре-
зультирующим потоком полюсов в цепи щеток а — Ь, равна нулю,
так как эти щетки расположены вдоль оси полюсов. Однако э. д. с.
Еп, индуктируемая в цепи короткозамкнутых вспомогательных
щеток с — d, не равна нулю. Эта э. д. с. пропорциональна резуль-
тирующему потоку, действующему по оси полюсов. Под действием
э. д. с. Еп в цепи короткозамкнутых щеток с — d возникает ток Iп.
Этот ток, обтекая проводники якоря, создает поток якоря Фп, кото-
рый направлен поперек оси полюсов генератора. Поперечный поток
якоря Фп замыкается через якорь, воздушные зазоры и массивные
полюсные башмаки (см. фиг. 166).
Поток Фп при вращении якоря остается в пространстве непо-
движным и, будучи направленным перпендикулярно линии главных
щеток а — Ь, индуктирует в цепи этих щеток э. д. с. Ег.
Следовательно, поперечный поток, создаваемый н. с. обмотки
якоря, подключенной к короткозамкнутым щеткам с — d, является
по отношению к той же обмотке якоря, подключенной к главным!
щеткам а — Ь, главным потоком возбуждения.
В соответствии с описанным принципом действия рассматривае-
мый тип сварочных генераторов носит название генераторов попе-
речного поля.
Следует отметить, что в генераторах поперечного поля поляр-
ность щеток а — b не зависит от направления вращения якоря,
так как одновременно с изменением направления тока Iп меняет
свое направление поперечное поле Фп, в результате чего направ-
ление э. д. с. Ег и полярность щеток а — b остаются неизменными.
При замыкании цепи главных щеток в генераторе возникают
потоки последовательной обмотки Фв и продольный поток якоря Фпр,
создаваемые током 1г в главной цепи и направленные по оси полю-
сов. Эти потоки действуют встречно друг другу (фиг. 166 и 167).
Поток Фв замыкается через станину, сердечники и башмаки полю-
сов, воздушные зазоры и якорь, а продольный поток якоря Фпр,
в основном замыкается через якорь, воздушные зазоры и полюсные
башмаки. Результирующий поток, действующий по оси полюсов
в воздушном зазоре, равен разности намагничивающего потока
полюсов и размагничиваклцего продольного потока якоря.
Вследствие относительно малой площади поперечного сечения
сердечников полюсов и корпуса генератора магнитная система на
пути потока полюсов насыщается уже при малых токах нагрузки,
что ограничивает рост намагничивающего потока Фв при дальней-
шем увеличении сварочного тока. В то же время магнитная система
314
Сварочные генераторы поперечного поля
на пути размагничивающего продольного потока якоря остается
мало насыщенной и поток Фпр непрерывно растет с увеличением
сварочного тока. Поэтому результирующий поток в воздушном
зазоре сначала растет при малых нагрузках, а затем уменьшается
при увеличении сварочного тока. В соответствии с этим будут умень-
шаться поперечный поток Фп возбуждения генератора и напряже-
ние на главных щетках а — Ь.
' Таким образом, принцип действия сварочных генераторов попе-
речного поля заключается в использовании короткозамкнутой об-
мотки якоря для возбуждения поперечного потока Фя, являющегося
основным рабочим потоком генератора, и применении размагничи-
вающего продольного потока якоря Фпр для получения падающей
внешней характеристики.
§ 2. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ РАБОТЫ ГЕНЕРАТОРА ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
Холостой ход. Ток в цепи главных щеток равен нулю. Следо-
вательно, при холостом ходе по оси полюсов будет действовать
только поток остаточного магнетизма Фо. Поток остаточного магне-
тизма индуктирует в якоре, т. е. в цепи
короткозамкнутых щеток, э. д. с. EnQ,
которая может быть определена из
выражения
Ел0 СФ0. (230)
Фиг. 168. Направление токов в
Под действием э. д. с. Епо в корот-
козамкнутой цепи возникает ток ^/л0,
величина которого определяется из
следующего уравнения:
____ ^гр __ £Фр
лО р р »
(231)
где Rn — сопротивление всей корот-
козамкнутой цепи якоря.
Ток в короткозамкнутой цепи якоря
создает поперечный поток Фл, направ-
проводниках якоря и магнитные ление которого легко определить в
потоки в генераторе поперечного соответствии с направлением тока 1п *,
как показано на фиг. 168.
Выразим поперечный поток при холостом ходе Фл0 через н. с.
якоря и магнитное сопротивление этому потоку :
zfj __ ]_п№я_ _ Я
^по р р р
(232)
* Направление э. д. с. и тока в проводниках якоря определяется по известному
«правилу правой руки», а направление индукционных линий потока по
«правилу буравчика».
Основные уравнения работы генератора поперечного поля
315
(233)
(234)
генера-
подста-
(235)
Поперечный поток индуктирует в цепи главных щеток а — b
э. д. с. Ег0, направление которой показано на фиг. 168 значками
вблизи кружков, условно изображающих проводники якоря.
Зависимость э. д. с. £20 или напряжение холостого хода на
главных щетках а — b от потока Фл0 выразится, как обычно, урав-
нением
U о = Его=
откуда с учетом выражения (232) получим
TJ _ С^Ф^Я
° ” Vn •
Согласно уравнениям (230), (232) и (233) отношение
Его _Ф«о _ _ *
Епо~ Фо ~ ^nRn гп'
Коэффициент kzn называется коэффициентом усиления
тора поперечного поля.
Уравнение (233) для напряжения холостого хода при
новке значения k2n примет вид
t/o = = ^гп^по-
Сопротивление в цепи короткозамкнутых щеток Rn мало, а так
как магнитная система на пути поперечного потока не насыщена,
то магнитное сопротивление Rvn также невелико. Поэтому коэф-
фициент kzn всегда больше единицы. Так, например, в гене-
раторах поперечного поля типа СГП-1 (см. § 3) э. д. с. Епй = 6-4-
-г- 8 в, а напряжение холостого хода t/0 = 30 н- 35 в, т. е. kzn =
= 4,4 ~ 5.
Таким образом, напряжение холостого хода генератора попе-
речного поля, которое создается только потоком остаточного маг-
нетизма, достигает 30—40 в, т. е. более низкое, чем в других систе-
мах сварочных генераторов.
Второй особенностью работы генераторов поперечного поля
является наличие тока в короткозамкнутой цепи якоря при холостом
ходе (/л0 = 20-4-35 а).
Нагрузка. При нагрузке, т. е. при появлении тока 1г в цепи
главных щеток а — Ь, по оси полюсов в воздушном зазоре будут
действовать следующие потоки: 1) поток остаточного магнетизма Фо;
2) поток Фб, создаваемый намагничивающей силой последователь-
ной обмотки ПН, действующий согласно с потоком Фо, и 3) поток Флр,
создаваемый продольной н. с. обмотки якоря и действующий на-
встречу потоку полюсов. Направление продольного потока якоря Фпр
или направление продольной н. с. обмотки якоря легко определить
316
Сварочные генераторы поперечного поля
в соответствии с направлением э. д. с. Ег или тока 1г в цепи глав-
ных щеток а — b (см. фиг. 168).
Таким образом, результирующий поток, действующий при на-
грузке в воздушном зазоре по оси полюсов, будет определяться
из следующего выражения:
фл = фо + фв-флр. (236)
Выразим потоки через и. с. и соответствующие магнитные сопро-
тивления, полагая ток в якоре 1г — 1д:
ф — У^я и ф !.№я (237>
где we — число витков последовательной обмотки;
Rve — магнитное сопротивление на пути потока последователь-
ной обмотки, включая станину и сердечники полюсов;
R^p— магнитное сопротивление на пути продольного потока
якоря.
Учтя эти выражения, преобразуем уравнение (236) для резуль-
тирующего потока:
= + (238)
При нагрузке э. д. с. Еп в цепи короткозамкнутых щеток индук-
тируется результирующим потоком Фм:
Cwe j СшЛ
д^в дЕу.Р)
Соответственно ток I п в короткозамкнутой цепи
I — — f Фп + 1Я —
1 п р р \ ^0 ~ 1 д р
*\П Ад \ А^
(239)
Еа
г мя \
ldR J
и поперечный
Ф
поток Фп при нагрузке
, = Cw* (фп + 1
а V0
(240)
(241)
Э. д. с. Ег в цепи основных щеток, индуктируемая поперечным
потоком Фп, с учетом уравнения (241) определится из выражения
р __ С2юя - , С2мя j we С2юя j wR
~ р р + р р 1 д-р----р р Jdp— • (242>
Подставляя в уравнение (242) значения ksn из уравнения (234)>
получим
Ее = СкгПФ0 + Idken - Idkin .
(243)
Основные уравнения работы генератора поперечного поля
317
Так как магнитная система на пути поперечного потока не
насыщена, то магнитное сопротивление при нагрузке изменяется
мало. Поэтому при анализе уравнения (243) можно считать вели-
чину Ckzn постоянной и учитывать лишь изменение магнитных
•сопротивлений Rve и R^p.
Учтя это допущение, рассмотрим отдельные составляющие
э. д. с. Ег.
Согласно уравнению (235), и^ = СкгпФ^.
Вторым членом уравнения (243)
Ee = IdktnC^ (244)
•является э. д. с., зависящая от н. с. последовательной обмотки
и магнитного сопротивления R^.
Третий член уравнения (243)
Ep = IdksnC^- (245)
можно рассматривать как э. д. с., зависящую от продольной н. с.
обмотки якоря и магнитного сопротивления R^P) причем э. д. с. Ер
направлена встречно э. д. с. Ев.
Таким образом, результирующая э. д. с. Ег в цепи главных
щеток может быть представлена как алгебраическая сумма трех
•составляющих ее э. д. с. в соответствии с тремя составляющими
результирующего потока Фм, действующего в зазоре по оси полюсов:
Ег = t/o + £»— Ео. (246)
Так как магнитные цепи для потоков Фд и Фпр в большей части
различные, то при анализе явлений в генераторе при нагрузке можно
рассматривать изменение э. д. с., индуктируемых этими потоками,
независимо друг от друга.
Напряжение Uo или э. д. с. Е^, индуктируемая потоком оста-
точного магнетизма, не изменяется при изменении нагрузки.
Э. д. с. Ев от потока последовательной обмотки Фв сначала
возрастает с увеличением тока 1г или тока дуги 1д (см. кривую 1
на фиг. 169). Когда сердечники полюсов и корпус генератора, имею-
щие по сравнению с полюсными башмаками меньшую площадь сече-
ния, еще не'насыщены, поток Фд и э. д. с. Ев возрастают с увеличе-
нием сварочного тока весьма интенсивно. По мере насыщения сер-
дечников полюсов и корпуса генератора магнитное сопротивление
начинает резко возрастать и вследствие этого интенсивность
нарастания Ед снижается.
При некотором значении тока нагрузки 1д1; наступает столь
сильное насыщение отдельных участков магнитной системы (см.
точку Н на фиг. 169), что поток Фд в воздушном зазоре под полю-
318
Сварочные генераторы поперечного поля
сом и соответственно э. д. с. Ев практически не изменяются при
дальнейшем увеличении сварочного тока. Дальнейшее увеличение
н. с. последовательной обмотки вызывает лишь появление потока
рассеяния, который замыкается вокруг катушек на полюсах и не
сцеплен с обмоткой якоря. Максимальное значение э. д. с. Евн опре-
делится из выражения (244) при токе нагрузки 1дн:
Евн = ЦЛп = const. (247)
Описанное изменение э. д. с. при нагрузке наглядно иллюстри-
руется кривой / на фиг. 169, отображающей зависимость суммы
э. д. с. Ев и- напряжения холостого хода UQ от сварочного тока.
Фиг. 169. К определению зависимости составляю-
щих э. д. с. и напряжения генератора поперечного
поля от нагрузки.
Поток Фпр замыкается в основном через якорь, воздушные зазоры
и массивные полюсные башмаки. Насыщение магнитной системы
на пути потока Фпр происходит значительно медленнее. Вследствие
этого размагничивающий поток Фпр и э. д. с. Ер при нагрузке изме-
няются почти пропорционально току, как показано на фиг. 169
(кривая 2).
Из фиг. 169 следует, что суммарная э. д. с. генератора
Ег = (и0 + Ее)-Ер
представляет собой для каждого значения тока нагрузки разность
ординат кривых 1 и 2 (заштриховано на фиг. 169). Следовательно,
можно графически определить разность этих ординат и построить
зависимость э. д. с. генератора Ег от тока нагрузки 1г (кривая 3).
Если из ординат кривой Ег = Д (/г) вычесть падение напряжения
внутри генератора IdRs (прямая 4), то получим внешнюю характе-
Основные уравнения работы генератора поперечного поля
319
ристику генератора U2 = (/г) (кривая 5). Анализируя кривые
(фиг. 169), можно сделать следующие выводы о характере процессов,
происходящих в генераторе поперечного поля при нагрузке.
Когда магнитная система на пути потока Фв не насыщена, э. д. с.
Ев увеличивается при возрастании тока более интенсивно, чем
э. д. с. Ер) так как н. с. последовательной обмотки больше продоль-
ной н. с. обмотки якоря. Вследствие этого э. д. с. генератора Ег
и напряжение Us сначала возрастают с увеличением нагрузки,
достигая максимума при некотором значении сварочного тока
1д<1дн* Так как сердечники полюсов и корпус генератора попереч-
ного поля специально делаются с меньшим сечением, чем полюс-
ные башмаки, то магнитная система на пути потока последователь-
ной обмотки быстро насыщается. Вследствие этого интенсивность
нарастания э. д. с. Ев уменьшается, а при полном насыщении воз-
растание потока Фв и э. д. с. Ев практически прекращается, в то
время как размагничивающий поток Фпр и э. д. с. Ер продолжает
расти с увеличением нагрузки. В результате взаимодействия неиз-
менного потока Фвн и возрастающего размагничивающего потока
якоря Фпр э. д. с. Ег и напряжение на главных щетках Us начи-
нают уменьшаться так, что внешняя характеристика в области
рабочих значений сварочных токов и напряжений будет падающей.
Э. д. с. генератора Ег пропорциональна поперечному потоку
и току в короткозамкнутой цепи якоря. Поэтому кривая Ег —
= /х (/г) в соответствующем масштабе показывает изменение тока 1п
в короткозамкнутой цепи в зависимости от величины тока нагрузки
в главной цепи генератора. Из кривой 3 на фиг. 169 видно, что ток 1п
сначала возрастает, а затем падает и при рабочих режимах стано-
вится меньше своего значения при холостом ходе.
Рассматривая рабочую часть характеристик генератора при
нагрузках 1д Цн (фиг. 169), когда Ев — Евн = const, можно
ввести понятие об эквивалентном напряжении холостого хода
и09 = и0 + Евн. (248)
Тогда уравнение (246) примет следующий вид:
Ег=иЪз-Ер
или с учетом выражения (245)
Ег = U09 — Ер — U03 - IgRa, (249)
где 1<9 — кгп р--сопротивление, эквивалентное размагничиваю-
щему действию продольной н. с. обмотки якоря.
Уравнение (249) позволяет при нагрузках Id > 1дн рассматри-
вать генератор поперечного поля как генератор с самовозбуждением,
имеющий неизменный поток намагничивающей обмотки возбужде-
ния, в котором для получения падающей внешней характеристики
320
Сварочные генераторы поперечного поля
используется размагничивающий продольный поток реакции якоря.
Это еще раз подтверждает общность принципа действия сварочных
генераторов независимо от существенных особенностей и различий
в их схемах и конструкциях, при помощи которых этот принцип
осуществляется.
Как уже указывалось выше, уравнение (249) справедливо лишь
для расчета рабочих режимов генератора. Поэтому при анализе
явлений в генераторах поперечного поля во всем диапазоне изме-
нения нагрузки следует исходить из основного уравнения (242).
На основе уравнения (249) можно определить напряжение на
дуговом промежутке:
и и = ид = Ег - 1^с = и09 - 1д (/?, + Rc). (250)
Соответственно из уравнения (250) определим значение свароч-
ного тока при заданном напряжении дуги:
Таким образом, величина сварочного тока зависит от величины
потока остаточного магнетизма и н. с. последовательной обмотки,
определяющих эквивалентное напряжение /70э, и размагничиваю-
щего действия продольной н. с. обмотки якоря.
Короткое замыкание. При коротком замыкании поток полюсов
в воздушном зазоре почти полностью компенсируется размагничи-
вающим продольным потоком якоря Фпр. Вследствие этого э. д. с. Егк
при коротком замыкании невелика. Она уравновешивается паде-
нием напряжения в полном сопротивлении сварочной цепи Rc (см.
фиг. 169).
Следовательно,
Егк -1Л = U09 - 1К (/?9 + /?,) = 0,
откуда ток в главной цепи генератора при коротком замыкании
В генераторах поперечного поля при коротком замыкании сва-
рочной цепи иногда происходит перемагничивание и изменение
полярности главных щеток или резкое ослабление потока остаточ-
ного магнетизма. Это явление объясняется следующим. В начале
короткого замыкания пик тока переходного процесса 1пк больше
установившегося тока короткого замыкания. Поток Фв вследствие
насыщения при этом не возрастает, а размагничивающий поток Фпр
может достигнуть величины, превосходящей значение потока полю-
сов. Вследствие этого результирующий поток Фм в воздушном зазоре
под полюсом меняет свой знак, т. е. генератор перемагничивается,
а э. д. с. Ег изменяет свое направление.
Конструкция генераторов и способы регулирования их режима 321
В некоторых конструкциях генераторов поперечного поля для
устранения этого недостатка и увеличения потока при холостом ходе
применяют небольшую обмотку независимого возбуждения.
§ 3. КОНСТРУКЦИЯ ГЕНЕРАТОРОВ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
И СПОСОБЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ИХ РЕЖИМА
Генераторы поперечного поля получили распространение в стра-
нах Центральной и Западной Европы, главным образом в Австрии
и Германии.
До второй мировой войны генераторы этой системы выпускались
фирмами Элин (Elin, Австрия), АЭГ (AEG), Сименс-Шуккерт
(Simens-Schuckert, Германия) и др.
В 1936—1938 гг. в СССР были разра-
ботаны и выпущены сварочные гене-
раторы поперечного поля типа СГП-0,
СГП-1 и СГП-2. Все перечисленные
сварочные генераторы поперечного по-
ля имеют единый принцип действия,
описанный выше. Отличаются они в
основном способом регулирования и
соответственно с этим некоторыми кон-
структивными особенностями. Поэтому
описание способов регулирования ге-
нераторов поперечного поля целесо-
образно совместить с описанием их
Фиг. 170. Устройство для регу-
лирования режима путем изме-
нения насыщения и магнитного
сопротивления сердечников по-
конструкции.
При рассмотрении способов регу-
лирования генераторов поперечного
поля следует исходить из уравнений
(247), (248) и (251):
люсов:
1 — сердечник полюса: 2 — подвиж-
ной пакет; 3 — винт; 4 — полюсный
башмак; 5 — намагничивающая по-
следовательная обмотка; 6—обмотка
дополнительного полюса; 7 — кор-
пус генератора.
и<» = и0 + IdHktn^
Т _ ^0Э ~
д~ Ra + Rc
И
Одним из наиболее распространенных способов регулирования
является изменение площади поперечного сечения сердечников полю-
сов, что вызывает изменение степени насыщения и величины сопро-
тивления магнитной цепи на пути потока намагничивающей
последовательной обмотки.
Для осуществления этого способа регулирования один или оба
сердечника полюсов выполняются полыми с тонкими стенками
(фиг. 170). Внутри полого сердечника 1 перемещается стальной
пакет 2, укрепленный на винте 3, снабженном рукояткой. При
подъеме пакета полезная площадь поперечного сечения сердечника
21 Рабинович 22
322
Сварочные генераторы поперечного поля
полюса уменьшается. При этом сопротивление увеличивается,
а насыщение полюса наступает при меньших токах 1дн. Вследствие
этого максимальный поток намагничивающей обмотки при насыще-
нии будет меньше, а э. д. с. Евн и напряжение снижаются [см.
уравнение (248)]. В результате снижения намагничивающего потока
сварочный ток и ток короткого
Регулирование режима проис-
ходит плавно.
замыкания будут уменьшаться.
Фиг. 172. Электромагнитная схема
генератора СГП-0:
/ — основной полюс; 2 — дополнительный
полюс; 3 — механизм перемещения по-
движного пакета, 4 — корпус генератора.
Фиг. 171. Внешние характери-
стики генератора поперечного
поля фирмы Элин при регу-
лировании путем изменения
магнитного сопротивления сер-
дечников полюсов.
Внешние характеристики генератора поперечного поля при регу-
лировании путем изменения 7?^ показаны на фиг. 171. Недостатком
этого способа регулирования является некоторое снижение напря-
жения холостого хода генератора при подъеме подвижного пакета,
т. е. при настройке на малые токи, что ограничивает нижний предел
регулирования.
Способ регулирования режима при помощи подвижного пакета
в сердечнике полюса был применен в генераторе СГП-0, электромаг-
нитная схема которого приведена на фиг. 172. Последовательная
обмотка в этом генераторе расположена на обоих полюсах; число
витков в катушке на верхнем регулируемом полюсе значительно
превосходит число витков на другом нерегулируемом полюсе. В полю-
сах сделаны вырезы с выступами, на которых размещена дополни-
тельная последовательная обмотка. Эти выступы служат в качестве
дополнительных полюсов, улучшающих коммутацию генератора.
Генератор СГП-0 и приводной короткозамкнутый асинхронный
двигатель АД-32/2, смонтированные в одном корпусе, составляли
сварочный преобразователь типа СУП-0.
Конструкция генераторов и способы регулирования их режима 323
Описанный выше способ регулирования широко применялся также
в сварочных генераторах поперечного поля типа RF, выпускаемых
фирмой Элин (Австрия).
Другим способом регулирования режима, основанным на изме-
нении намагничивающего потока Фб, является применение магнит-
ного шунта, который располагается вблизи полюсных башмаков
генератора. Такой способ регулирования был применен в генера-
Фиг. 173. Электромагнитная схема
генераторов СГП-1 и СГП-2:
/ — основные полюсы; 2 — подвижной
магнитный шунт; 3 — винт; ^—допол-
нительные полюсы.
/д = /(4) генератора СГП-1:
/в —длина хода подвижного шунта.
торах поперечного поля типа СГП-1 и СГП-2 (фиг. 173). При помощи
винтового механизма, снабженного маховичком, шунт приближался
или отдалялся от полюсных башмаков. Придвигая магнитный шунт
к основным полюсам, увеличивают часть потока полюсов, которая
ответвляется в шунт, минуя воздушный зазор под полюсом. Тем
самым уменьшается намагничивающий потоку генератора Фв, сцеп-
ленный с обмоткой якоря. С другой стороны, магнитное сопротив-
ление на пути размагничивающего [потока Фяр, благодаря
шунту, несколько уменьшается, что усиливает размагничивание.
В результате уменьшения намагничивающего потока и усиления
размагничивания сварочный ток в случае приближения к основным
полюсам подвижного магнитного шунта уменьшается. Регулиро-
вание плавное (фиг. 174); напряжение холостого хода генератора
при настройке режима подвижным шунтом изменяется в пределах
8—10 в. Внешние характеристики генератора СГП-1 для трех поло-
жений подвижного шунта показаны на фиг. 175.
Генераторы СГП-1 и СГП-2 с приводрм от короткозамкнутых
асинхронных двигателей составляли передвижные однокорпусные
сварочные преобразователи соответственно типа СУП-1-1II и СУП-2.
21*
324
Сварочные генераторы поперечного поля
В генераторах поперечного поля также широко распространены
способы регулирования путем изменения намагничивающей силы
последовательных обмоток.
Такой способ регулирования применен в сварочных однокор-
пусных преобразователях типа «Прага» («Praga Р-500») (фиг. 176),
выпускаемых в Чехословакии. Генератор поперечного поля «Прага»
имеет две намагничивающие последовательные обмотки: обмотку 1
с большим сечением провода и с малым числом витков, распо-
ки генератора СГП-1 для трех
положений подвижного шунта:
/—шунт опущен; 2—шунт находится в
среднем положении; 3—шунт поднят.
Фиг. 176. Принципиальная схе-
ма сварочного генератора попе-
речного поля типа «Прага» (Чехо-
словакия).
ложенную на верхнем полюсе генератора, и обмотку 2 с малым сече-
нием провода и с большим числом витков — на нижнем полюсе.
Обмотки 1 и 2 соединяются между собой параллельно и включаются
в цепь якоря последовательно с обмотками дополнительных полю-
сов 5.
В цепь обмотки 2 включен регулирующий реостат Р. Изменяя
сопротивление этого реостата, можно изменять распределение тока
в намагничивающих обмотках и тем самым изменять суммарную
н. с» этих обмоток.
При увеличении сопротивления реостата Р в цепи обмотки 2
ток в ней уменьшается, а ток в обмотке 1 несколько увеличивается.
Так как число витков в обмотке 2 больше, чем в обмотке /, то сум-
марная н. с. последовательных обмоток генератора с увеличением
сопротивления реостата Р уменьшается. В результате этого сни-
жается максимальный намагничивающий поток полюсов, умень-
шается эквивалентное напряжение холостого хода (70э и соответ-
Основные свойства генераторов поперечного поля
325
ственно уменьшается сварочный ток. Регулирование режима доста-
точно плавное. В случае необходимости можно реостат Р вынести
к рабочему месту, что позволяет производить дистанционное регу-
лирование режима.
В генераторе «Прага» сделан дополнительный вывод Д' от конца
намагничивающей обмотки /, предназначенный для подключения
уравнительного провода при параллельном соединении генераторов
(см. главу XIX).
Н. с. последовательных обмоток можно также изменить путем
изменения числа витков этих обмоток we. Такой способ регулиро-
вания был применен в генераторах фирмы АЭГ типа QV. В генера-
торе имелись три последовательные обмотки: одна — секциониро-
ванная, вторая — нерегулируемая, работающая согласно с первой,
и третья обмотка, которая при помощи специального переключа-
теля либо выключалась, либо включалась согласно или встречно
первым двум обмоткам. Переключение третьей обмотки давало три
ступени грубого регулирования: малые, средние и большие токи.
Тонкая регулировка производилась ступенчатым переключением
первой обмотки, которая была разбита на 7 секций. Напряжение
холостого хода при таком способе регулирования не изменяется.
Как видно из приведенного выше описания, конструкции гене-
раторов поперечного поля весьма разнообразны. Все существующие
способы регулирования генераторов поперечного поля обеспечи-
вают плавную настройку режима в достаточно широких пределах.
§ 4. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ГЕНЕРАТОРОВ ПОПЕРЕЧНОГО ПОЛЯ
И НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕХОДНЫХ ПРОЦЕССОВ
Форма внешних характеристик сварочных генераторов попереч-
ного поля вполне удовлетворяет требованиям сварки. Наличие
возрастающей ветви внешней характеристики и максимума напря-
жения генератора при определенных значениях сварочного тока не
влияет на устойчивость дуги, так как эти значения токов лежат
в нерабочей части характеристики генератора.
Способы регулирования генераторов обеспечивают настройку
режима в достаточно широком диапазоне токов. Наиболее простыми
и плавными являются способы регулирования путем устройства
подвижных шунтов и выдвижных пакетов в сердечниках полюсов.
К недостаткам этих способов регулирования следует отнести неко-
торое снижение напряжения холостого хода, что в значительной
степени устраняется дополнительным секционированием (две сту-
пени) последовательной намагничивающей обмотки.
Регулирование режима при помощи реостата в одной из ветвей
последовательной обмотки также достаточно плавное; возможно
дистанционное регулирование. Однако этот способ регулирования
вызывает некоторое снижение к. п. д. генератора из-за потерь в регу-
лировочном реостате.
326
Сварочные генераторы поперечного поля
Наименее плавным является многоступенчатое секционирование
последовательных обмоток генератора. Помимо этого, большое
число выводов усложняет конструкцию генератора и увеличивает
расход меди; регулирование генератора под нагрузкой недопус-
тимо.
Схема генераторов поперечного поля весьма проста и надежна
в эксплуатации. Однако конструкция магнитной системы в них
более сложна, чем в генераторах с независимым возбуждением.
Генераторы поперечного поля обычно бывают двухполюсными.
Поэтому изготовление таких генераторов на большие токи нерацио-
нально, так как мощные генераторы с малым числом полюсов имеют
большие габариты, удельный расход активных материалов в них
повышается, а коллектор имеет значительные размеры.
К недостаткам генераторов поперечного поля следует также
отнести возможность перемагничивания или размагничивания гене-
ратора при коротких замыканиях.
Своеобразие электрической схемы и магнитной системы генера-
торов поперечного поля обусловливает некоторые особенности пере-
ходных процессов в них.
В отличие от других систем сварочных генераторов насыщение
магнитной системы в генераторах поперечного поля увеличивается
при нагрузке. Поэтому при анализе переходных процессов нельзя
рассматривать цепи в генераторах поперечного поля как линейные
электрические цепи с постоянными параметрами L, М.
Короткозамкнутая цепь якоря является по отношению к цепи
главных щеток обмоткой возбуждения. Следовательно, изменение
тока в этой цепи обусловливает изменение э. д. с. и тока в цепи глав-
ных щеток. Скорость изменения тока 1п при переходных процессах
в основном зависит от постоянной времени короткозамкнутой цепи
у ___
п •
Как было показано выше, изменение э. д. с. в короткозамкнутой
цепи зависит от изменения результирующего потока в воздушном
зазоре под полюсами, который, в свою очередь, зависит от измене-
ния тока 1д в главной цепи.
На скорость изменения тока в этой цепи влияет главным образом
постоянная времени сварочной цепи Тс = D 5% -. Эта постоянная,
k Дэ “г Дс
как правило, меньше, чем постоянная времени Тп, так как Lc
а
Взаимоиндукция между последовательной обмоткой полюсов
и продольными размагничивающими витками обмотки якоря в гене-
раторах поперечного поля при сильном насыщении полюсов мала.
Все указанные особенности определяют характер переходных
процессов и динамические свойства генераторов поперечного поля.
Подробные исследования динамических свойств генератора попе-
речного поля фирмы Сименс-Шуккерт (см. [48]), а также испытания
Основные свойства генераторов поперечного поля
327
генератора СГП-1, выполненные на заводе «Электрик», показали
следующее.
Соотношение параметров обмоток в генераторах поперечного
поля таково, Что переходный процесс изменения сварочного тока
при изменении напряжения дуги имеет в большинстве случаев зату-
хающий колебательный характер. При этом амплитуда колебаний
увеличивается, а затухание уменьшается при настройке на малые
токи.
Осциллограммы переходных процессов в генераторе попереч-
ного поля фирмы Сименс-Шуккерт при коротком замыкании и при
Фиг. 177. Осциллограммы переходных процессов в гене-
раторе поперечного поля при коротком замыкании и при
переходе с короткого замыкания к холостому ходу [48].
переходе с короткого замыкания к холостому ходу показаны на
фиг. 177.
Как видно из осциллограммы, в начале переходного процесса
ток в главной цепи быстро нарастает, достигая пикового значения.
Это объясняется следующим.
В начальный период магнитная система генератора не насыщена;
результирующий поток в воздушном зазоре под полюсами увели-
чивается. Поэтому э. д. с. Еп и ток 1п в короткозамкнутой цепи
в этот период будут больше своего значения при установившемся
режиме короткого замыкания. Следовательно, э. д. с. в главной
цепи, зависящая от тока /л, также будет больше своего значения при
установившемся режиме. По этим причинам пиковое значение тока
/лк. будет несколько больше установившегося тока короткого замы-
кания 1К. *
После насыщения магнитной системы генератора намагничи-
вающий поток остается неизменным, а размагничивающее действие
продольной н. с. обмотки якоря усиливается, вследствие чего ток 1п
начнет уменьшаться до значения, соответствующего установивше-
муся режиму короткого замыкания. Соответственно с этим ток в глав-
ной цепи будет также уменьшаться до значения установившегося
тока короткого замыкания 1К.
Таким образом, благодаря насыщению магнитной системы в гене-
раторах поперечного поля несколько ограничивается пик тока пере-
ходного процесса.
Отношение в генераторах поперечного поля при различной
1 к
настройке режима изменяется в пределах 0,7—1,6.
328
Сварочные генераторы поперечного поля
Наиболее интересным является процесс восстановления напря-
жения генератора при переходе к холостому ходу. Как видно из
осциллограммы на фиг. 177, в момент размыкания сварочной цепи
возникает пик напряжения, обусловленный э. д. с. самоиндукции
в главной цепи. Затем напряжение падает, как обычно, до некото-
рого минимального значения. После этого напряжение' начинает
весьма быстро возрастать, достигая максимума, который значительно
превосходит напряжение холостого хода. В дальнейшем напряжение
генератора медленно спадает до значения напряжения при холостом
ходе. Такой характер изменения напряжения при переходе к холо-
стому ходу обусловлен процессами, происходящими в цепи коротко-
замкнутых щеток.
При размыкании главной цепи исчезают намагничивающий поток
последовательной обмотки и размагничивающий продольный поток
якоря, что приводит к быстрому увеличению результирующего
потока Фм до значения Фо. Вследствие этого в цепи короткозамкну-
тых щеток возникает импульс э. д. с. еп) обусловливающий измене-
ние тока 1п. В начале переходного процесса ток 1п возрастает со
скоростью, зависящей от постоянной времени Тп = . Затем по
достижении максимума ток 1п начинает уменьшаться и достигает
своего значения при холостом ходе. Соответственно с этим проис-
ходит изменение э. д. с. в главной цепи и напряжения на разомк-
нутых клеммах генератора. Так как скорость возрастания напря-
жения зависит от постоянной времени Тп, то этот процесс в гене-
раторах поперечного поля протекает быстрее, чем в сварочных
генераторах других систем. Объяс яется это тем, что постоянная
времени Тп значительно меньше, чем постоянная времени Тн об-
моток возбуждения других сварочных генераторов. По данным
работы [48], Тп = 0,035-н 0,046 сек., в то время как обычно
Тн = 0,5 и- 0,8 сек. Время восстановления напряжения генератора
до 25 в составляет, по данным испытаний генератора СГП-1, от
0,004 до 0,01 сек., что облегчает зажигание сварочной дуги.
ГЛАВА XVII
МНОГОПОСТОВЫЕ СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ
§ 1. ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ СХЕМА И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ МНОГО ПОСТОВОГО
ГЕНЕРАТОРА
Централизованную систему питания постов от многопостового
сварочного генератора постоянного тока обычно применяют в круп-
ных сварочных цехах со стационарными рабочими местами.
Преимущества применения многопостовых генераторов по срав-
нению с однопостовыми генераторами, а также требования к много-
постовым установкам постоянного тока в основном, за некоторым
исключением, такие же, как при многопостовых установках пере-
менного тока (см. главу IX). Как было показано в главе IX, для
независимой работы отдельных постов многопостовой источник пи-
тания должен иметь постоянное напряжение на своих клеммах, мало
изменяющееся при изменении нагрузки. Следовательно, внешняя
характеристика многопостового генератора U, = f (/г) должна быть
жесткой (фиг. 178). Согласно ГОСТу 304-51, напряжение на клеммах
многопостового генератора при изменении нагрузки от 50 до 100%
номинальной не должно отличаться от номинального напряжения
более чем на + 5%. Этому требованию отвечают генераторы сме-
шанного возбуждения, имеющие параллельную (шунтовую) обмотку
ШО и действующую согласно с*ней последовательную обмотку ПН
(фиг. 179).
Для регулирования напряжения такого генератора в цепь обмотки
параллельного возбуждения ШО рключен реостат Р.
Э. д. с. генератора при холостом ходе Ег0 = UQ создается пото-
ком Фш параллельной обмотки возбуждения ШО. При нагрузке
появляется поток Фс последовательной обмотки ПН, который, дей-
ствуя согласно с потоком Фш, подмагничивает генератор и тем самым
создает дополнительную э. д. с. в якоре. Дополнительная э. д. с.
в основном компенсирует падение напряжения на участке последо-
вательной цепи якоря внутри генератора и действие реакции якоря.
Благодаря этому напряжение на клеммах генератора Uz при нагрузке
практически не изменяется, и внешняя характеристика генератора
будет жесткой, т. е. UUQ = const.
330
Многопостовые сварочные генераторы
Сварочные посты питаются от главной магистрали многопостового
генератора. Каждый пост подключается к магистрали последова-
тельно через специальный регулируемый балластный реостат (см.
фиг. 183). При этом характеристика системы питания поста будет
прямолинейно падающей (фиг. 178, прямые /, 2, 3, 4).
Уравнение характеристики системы питания поста без учета паде-
ния напряжения в магистрали будет иметь следующий вид:
Ud = Ua = иг - = UQ - ldR6, (253)
где R6 — сопротивление балластного реостата.
Когда пост не работает, 1д = 0 и Uu = Uo = 50 -г- 60 в.
Фиг. 178. Внешняя характеристика многопо-
стового генератора Uг — f (Iг) и характери-
стики системы питания поста для различных
значений сопротивления Re балластного
реостата (прямые 1—4):
> ^б2 > Яб3 > Яб4.
Фиг. 179. Принци-
пиальная электричес-
кая схема многопосто-
вого сварочного гене-
ратора.
Ток сварочного поста 1п = 1д при заданном напряжении дуги,
согласно уравнению (253), равен
= = (254)
При коротком замыкании дугового промежутка (Ud=0) напря-
жение многопостового генератора уравновешивается падением напря-
жения в балластном реостате, т. е.
U г = ^0 = /Лб’
откуда
Л = (255)
где 1К — ток поста при коротком замыкании дуги.
Основные свойства многопостовых установок постоянного тока 331
Регулирование тока сварочного поста при многопостовой системе
питания производится при помощи изменения сопротивления балласт-
ного реостата R6 [см. уравнение (254)].
Согласно ГОСТу 304-51 к балластным реостатам предъявляются
следующие требования в отношении пределов регулирования тока
сварочного поста (табл. 10).
Таблица 10
Пределы регулирования сварочного тока балластным реостатом
Максимальный ток балластного реостата в а 200 300 400
Пределы регулирования сварочного тока в а, не менее 25—200 50—300 75—400
Ступень регулирования в а, не более 10 15 20
Указанные в табл. 10 пределы регулирования установлены для
падения напряжения в балластном реостате U6 = 20 в для гене-
раторов с напряжением UQ = 50 в и U6 = 30 в — для генераторов
с напряжением (/0 = 60 в.
Сопротивление отдельных ступеней балластного реостата рассчи-
тывают по уравнению
д (256)
* п. 1 п
§ 2. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА МНОГОПОСТОВЫХ УСТАНОВОК постоянного
ТОКА
Характеристика системы питания поста при многопостовой системе
питания удовлетворяет требованиям обеспечения устойчивости дуги.
Крутизна характеристики определяется тангенсом угла наклона ее
к оси абсцисс. Из фиг. 178 и уравнения (255) следует, что
Следовательно, крутизна характеристики увеличивается при
настройке режима на малые токи, что благоприятно сказывается на
устойчивости дуги. Однако значения сопротивления балластного
реостата R6 не должны выходить за пределы, при которых характе-
ристика источника питания будет столь круто падающей, что она
может не пересечь статическую характеристику дуги, имеющую, при
малых токах также падающую форму. Следовательно, при таких зна-
чениях устойчивое горение дуги становится невозможным.
Магнитный поток в многопостовом генераторе при изменении
нагрузки поста изменяется весьма мало. Поэтому при коротком за-
мыкании дуги ток поста весьма быстро нарастает по экспоненциал ь-
332
Многопостовые сварочные генераторы
ной кривой до значения тока короткого замыкания, без пика тока-
После прекращения короткого замыкания напряжение на дуговом
промежутке нарастает почти мгновенно до значения напряжения
холостого хода генератора. Таким образом, многопостовые генераторы
по своим динамическим свойствам вполне удовлетворяют существую-
щим техническим требованиям.
Количество постов /и, которые могут быть подключены к много-
постовому генератору, как и в многопостовой системе переменного
тока (см. главу IX), определяется с учетом коэффициента одновре-
менности а из следующего соотношения:
где 1гн — номинальный ток многопостового генератора при ПР% =
= 100% (см. табл. 4);
— средний рабочий ток поста.
Согласно ГОСТу 304-51 значение а следует принимать не менее 0,6.
Так как многопостовой преобразователь обычно загружен на
полную мощность и не имеет холостого хода, то к. п. д. преобразова-
теля и коэффициент мощности приводного двигателя переменного
тока обычно больше, чем у однопостовых преобразователей.
Одним из существенных недостатков многопостовой системы пита-
ния постоянного тока являются относительно большие потери мощ-
ности в балластном реостате, снижающие к. п. д. поста. Значение
к. п. д. поста можно определить из отношения мощности P()i исполь-
зуемой в дуге, к мощности Рп, подводимой к посту:
= Рд = UdId _ Ud
Рп и01д - ий
(257>
_ _ Ud
Т\мп 'Tlnp'0n ^np JJ '
Общий к. п. д. многопостовой системы питания с учетом
к. п. д. преобразователя будет
(258)
Принимая Ud = 25 в, (70 = 50 -4- 60 в и 'П™ = 0,75, получим
^„ = 0,31-4-0,375.
Этот к. п. д. будет еще меньше, если учесть также потери энергии
в низковольтной главной сварочной магистрали, сопротивление
которой в предыдущих выводах не учитывалось. В связи с тем что
общий к. п. д. многопостовой системы питания значительно ниже, чем
в однопостовых сварочных преобразователях постоянного тока
('Лпр = 0,45 -4- 0,6), расход электроэнергии при сварке в первом слу-
чае будет больше. Однако многопостовые системы питания постоян-
ного тока обладают рядом преимуществ, которые аналогичны преиму-
ществам многопостовых систем питания переменного тока (см.
главу IX). Так, стоимость оборудования, а также расходы на ремонт
Конструкция и схемы многопостовых преобразователей
333
и обслуживание при многопостовых преобразователях составляют
50—60% от аналогичных затрат при однопостовых преобразователях.
Многопостовые преобразователи занимают значительно меньшую ра-
бочую площадь, чем эквивалентное число однопостовых, и они
проще и надежнее в эксплуатации. Если соединить параллельно
несколько балластных реостатов, то ток сварочного поста может быть
значительно увеличен. Таким образом, при многопостовой системе
питания весьма просто произвести настройку режима работы свароч-
ного поста в широких пределах в зависимости от требований техно-
логического процесса. Благодаря перечисленным выше преимуще-
ствам, многопостовые генераторы постоянного тока находят доста-
точно широкое применение в крупных сварочных цехах, а также на
предприятиях, где применяемые режимы сварки весьма разнообразны.
§ 3« КОНСТРУКЦИЯ И СХЕМЫ МНОГОПОСТОВЫХ ^ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
И АГРЕГАТОВ
Многопостовые сварочные агрегаты СМГ-3, СМГ-4, СМГ-5.
До Великой Отечественной войны в СССР выпускались много-
постовые сварочные генераторы СМГ-3, СМГ-4 и СМГ-5, рассчитанные
соответственно на номинальные токи 500, 1000 и 1500 а. Номинальное
напряжение генераторов в большинстве случаев было 60 в. Все гене-
раторы имели принципиальную электрическую схему, аналогичную
изображенной на фиг. 178. Генераторы СМГ-3, СМГ-4 и СМГ-5
предназначались для комплектации двухмашинных сварочных агре-
гатов с асинхронным трехфазным двигателем или двигателем
постоянного тока. Такие агрегаты предназначались в основном для
стационарных установок. Выпускались также в небольшом количе-
стве переносные агрегаты типа САЗ, состоящие из многопостового
генератора СМГ-За—1 и бензинового двигателя типа ЗИЛ-5.
Все перечисленные выше многопостовые сварочные агрегаты снаб-
жались комплектом балластных ^реостатов типа РНС-200, имеющих
16 ступеней регулирования сварочного тока, через каждые 10 а.
В настоящее время эти агрегаты сняты с производства.
Многопостовой сварочный преобразователь ПСМ-1000.
Многопостовой сварочный преобразователь типа ПСМ-1000 со-
стоит из многопостового сварочного генератора СГ-1000 и специаль-
ного асинхронного короткозамкнутого двигателя 75 квпг с двойной
беличьей клеткой, допускающей- прямое включение двигателя в сеть
переменного тока 220 или 380 в. Генератор и двигатель смонтированы
в одном корпусе (фиг. 180). Преобразователь ПСМ-1000 предназначен
для стационарной установки и рассчитан на питание девяти постов
с максимальным током поста до 200 а.
На фиг. 181 и 182 изображены электромагнитная и принципиаль-
ная электрическая схемы генератора СГ-1000. Генератор СГ-1000
334
Многопостовые сварочные генераторы
имеет шесть основных и шесть дополнительных полюсов. На каждом
основном полюсе расположены катушки параллельной и подмагни-
чивающей последовательной обмоток возбуждения генератора. После-
довательная обмотка ПН и обмотка дополнительных полюсов подклю-
чены к щеткам, имеющим отрицательную полярность \ От другого
конца цепи этих обмоток сделан вывод на левый щиток генератора.
На этом же щитке расположена клемма У с выводом от начала послед-
довательной обмотки и клемма соединенная перемычкой с основ-
Фиг. 180. Внешний вид многопостового сварочного
преобразователя ПСМ-1000.
ной отрицательной клеммой генератора. Клемма У служит для под-
ключения уравнительного провода при параллельном соединении
многопостовых генераторов (см. главу XIX). К клемме подклю-
чается реостат Р типа Р-45/24, регулирующий ток в цепи параллель-
ной обмотки ШО (фиг. 182). На втором правом щитке генератора рас-
положены: основная клемма с выводом от щеток, имеющих положи-
тельную полярность, клеммы Шг и Ш2 с выводами от концов парал-
лельной обмотки и клемма 4>7, соединенная перемычками с основ-
ной положительной клеммой генератора и выводом от конца парал-
лельной обмотки Шг. Клеммы и Ш2 соединяются с соответствую-
щими клеммами реостата Р, как показано на фиг. 182.
Из схемы на фиг. 182 видно, что параллельная обмотка возбужде-
ния ШО подключается к основным клеммам на щитках генератора
последовательно через реостат Р. При размыкании цепи параллель-
ной обмотки может возникнуть значительная э. д. с. самоиндукции,
которая приводит к появлению дуги между размыкаемыми контак-
1 На фиг. 182 обмотка дополнительных полюсов не показана.
Конструкция и схемы многопостовых преобразователей
335
тами. Для устранения этого вреднего явления реостат Р снабжен
дополнительным контактом, соединенным с клеммой +>7.
Ползунок реостата при размыкании цепи параллельной обмотки
перекрывает крайний и дополнительный контакты реостата, вслед-
ствие чего параллельная обмотка
ротко (см. фиг. 182). Благодаря
при отключении не разрывается,
Фиг. 181. Электромагнитная схема
многопостового сварочного генератора
СГ-1000 (вид со стороны коллектора).
при отключении замыкается нако-
этому цепь параллельной обмотки
что устраняет опасность возникно-
вения дуги между размыкаемыми
контактами.
Фиг. 182. Принципиальная электрическая
схема многопостового сварочного гене-
ратора СГ-1000.
Главная сварочная магистраль многопостового генератора присо-
единяется к основным клеммам «+» и «—» на щитках генератора.
Схема подключения сварочных постов к главной магистрали через
балластные реостаты РБ показана на фиг. 183. Преобразователь
ПСМ-1000 снабжается комплектом из девяти балластных реостатов
типа РБ-200 (фиг. 184). Реостат РБ-200 состоит из пяти чугунных
секций, имеющих разное сопротивление (фиг. 185). На схеме фиг. 185
показаны значения сварочных токов, которые устанавливаются при
отдельном включении каждой из указанных пяти секций. При
помощи пяти рубильников, расположенных на кожухе реостата,
можно включать параллельно различные комбинации отдельных сек-
ций, что дает 20 ступеней регулирования сварочного тока в преде-
лах от 10 до 200 а, через каждые 10 а, цля. номинального рабочего
напряжения поста 30 в. Если рабочее напряжение поста будет больше
или меньше номинального значения, то сварочный ток для данного
значения сопротивления балластного реостата соответственно изме-
нится [см. уравнение (254)].
336
Многопостовые сварочные генераторы
Фиг. 184. Внешний вид бал-
ластного реосгата РБ-200.
Фиг. 185. Схема балластного реостата
РБ-200:
1, 2, 3, 4, 5—секции балластного реостата.
ГЛАВА XVIII
ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫЕ СВАРОЧНЫЕ УСТАНОВКИ
§ 1. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ и СВОЙСТВА ТИПОВЫХ СХЕМ
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ
Первые образцы сварочных установок с выпрямителями были
разработаны в СССР и за границей в середине 30-х годов. В большин-
стве установок применялись ртутные выпрямители. В опытном об-
разце, разработанном в 1935 г. в МВТУ имени Баумана, был приме-
нен полупроводниковый сульфидный выпрямитель. Однако в то
время уровень развития выпрямительной техники не позволял создать
мощные и надежные в эксплуатации установки для питания сварочной
дуги, которые обладали бы относительно высокими технико-эконо-
мическими показателями.
В последние год^1, в связи с развитием техники полупроводников,
выпрямители получают все большее применение в силовых электро-
технических установках, в том числе в установках для питания сва-
рочной дуги.
Выпрямительные элементы — вентили. Выпрямительные свароч-
ные установки собираются из полупроводниковых элементов —
вентилей. Как известно, полупроводниковый вентиль обла-
дает свойством проводить ток только в одном направлении,
называемом прямым. В прямом направлении электропровод-
ность вентиля очень высока, т. е. сопротивление его невелико.
В обратном направлении полупроводниковый вентиль практически
не пропускает электрический ток, так как его проводимость крайне
мала. В соответствии с этим свойства вентиля характеризуются сле-
дующими величинами.
Допустимое среднее значение рыпрямленного тока 1ан или допу-
стимая плотность этого тока, отнесенного к единице активной поверх-
ности вентиля j(;H а/см2, зависит от условий охлаждения. При искус-
ственном воздушном охлаждении нагрузка вентиля может быть уве-
личена в 2—2,5 раза по сравнению с естественным охлаждением.
Падение напряжения в вентиле в прямом направлении bUaH при
номинальном среднем значении выпрямленного тока 1ан в значи-
тельной степени определяет потери энергии и к. п. д. вентиля.
Обратный ток 1вн также характеризует выпрямительные свойства
вентиля; он вызывает дополнительные потери энергии, снижающие
к. п. д. вентиля.
22 Рабинович 22
338
Выпрямительные сварочные установки
Допустимое действующее значение обратного напряжения UPH
ограничивает величину действующего значения напряжения пере-
менного тока которое может быть приложено к вентилю и,
следовательно, определяет среднее значение Ucp и действующее зна-
чение t/== выпрямленного напряжения. Превышение допустимого
обратного напряжения в течение длительного промежутка времени
может вызвать пробой вентиля и потерю им выпрямительных свойств.
С повышением температуры вентиля вероятность пробоя увели-
чивается.
Наибольшее применение в силовых электротехнических установ-
ках, в том числе и в сварочных, получили в настоящее время селено-
вые вентили. В последние годы были разработаны новые полупровод-
никовые германиевые и кремниевые вентили, которые по своим тех-
ническим данным (мощность одного элемента, допустимая величина
обратного напряжения, к. п. д., габариты и т. п.) значительно пре-
восходят селеновые выпрямительные элементы.
Однако необходимо отметить, что германиевые вентили менее
надежны в работе при перегрезках, чем селеновые.
Основные технические данные селеновых вентилей для естествен-
ного охлаждения приведены в табл. 11.
Таблица 11
Основные технические данные селеновых вентилей
*иан В в UeH в в 1'ан в ма/см2 при Т =35° С 1вн в ма/см2 при Т=35° С К. П. д. вентиля Допустимая температура нагрева в °C Гарантиро- ванный срок службы в час.
1—1,2 16—18 20-25 0,7—1,0 0,95 <70 5000—10 000
Типовые схемы выпрямительных установок
В сварочных установках с селеновыми выпрямителями наиболь-
шее распространение получили две типовые схемы: однофазная
мостовая схема двухполупериодного выпрямления и трехфазная
мостовая схема выпрямления (схема А. Н. Ларионова).
В однофазной мостовой схеме (фиг. 186, а) вентили включены
в четыре плеча, образующие мост, сходный по схеме с измерительным
мостом. В одну диагональ моста включается нагрузка И, питаемая
выпрямленным током, имеющим действующее значение /=; дейст-
вующее значение выпрямленного напряжения на выходе будет i7=.
В другую диагональ моста включается однофазный источник пере-
менного тока с действующим значением напряжения U~.
При одном направлении переменного напряжения ток проводят
две группы вентилей, лежащие в противоположных плечах, напри-
мер, вентили /, 3. Во вторую половину периода, при обратном напра-
влении напряжения, ток проводят два других плеча схемы (вентили
Принцип действия и свойства типовых схем выпрямителей
339
2, 4), так, что направление тока в нагрузке в оба полупериода не
изменяется. Форма пульсирующей кривой выпрямленных токов и
напряжений при активной нагрузке показана на фиг. 186, а. Частота
пульсаций равна удвоенной частоте переменного тока — 100 гц.
Обратное напряжение UB в плече, которое не проводит в данный
момент ток, равно действующему значению переменного напряже-
ния (/~, так как в непроводящую часть периода это плечо присоеди-
нено через другое работающее плечо ко вторичному напряжению
сварочного трансформатора. Ток в каждом плече проходит только
в одну половину периода.
Следовательно, среднее зна-
чение выпрямленного тока
в плече 1п равно половине
среднего значения тока на-
грузки 1ср.
В трехфазной мостовой
схеме выпрямления вентили
включены в шесть плеч моста
(фиг. 186, б). В трех плечах
соединены между собой все
катоды, образующие катод-
ную группу, а в остальных
трех соединены все аноды,
составляющие анодную груп-
пу выпрямителя. От общих
точек этих соединений де-
лаются выводы для подклю-
чения нагрузки. К трем про-
межуточным точкам подключается источник трехфазного перемен-
ного тока с линейным напряжением U~.
В трехфазной мостовой схеме выпрямления в каждый данный
момент времени проводят ток только два плеча, соединенные после-
довательно через нагрузку.
Следовательно, каждое плечо проводит ток только V3 периода,
т. е. средний выпрямленный ток в плече 1п будет равен V3 среднего
тока нагрузки 1Ср.
В мостовой трехфазной схеме 'выпрямляются обе полуволны
переменных напряжений во всех трех фазах, благодаря чему пульса-
ции выпрямленного напряжения значительно уменьшаются, а число
их за период равно удвоенному числу фаз системы, т. е. шесть пуль-
саций за период или 300 гц (см. фиг. 186, б). Аналогично однофазной
мостовой схеме действующее значение обратного напряжения в вен-
тиле, не проводящем ток, будет равно линейному напряжению пере-
менного тока U~.
Во избежание перегрева расчет и выбор вентилей при проектиро-
вании выпрямительной установки производится для значения ПР°1=^
= 100%.
22*
340
Выпрямительные сварочные установки
В зависимости от действующего значения обратного напряжения
и заданного значения выпрямленного тока отдельные вентили, вклю-
ченные в плечи выпрямителя, соединяются между собой последова-
тельно и параллельно.
Число йоследовательно включенных вентилей п определяется из
выражения
л=4^» (259)
а число параллельно включенных вентилей а — из выражения
а = -М-, (260)
* ан
где 1п — среднее значение выпрямленного тока в плече для данной
схемы выпрямителя;
1ан — допустимое номинальное среднее значение тока в одном
вентиле.
Основные соотношения между напряжениями, а также токами в
однофазной и трехфазной мостовых схемах выпрямителей при актив-
ной нагрузке приведены в табл. 12.
Из приведенных в табл. 12 соотношений и уравнений (259) и (260)
нетрудно установить, что для заданных значений выпрямленного
Таблица 12
Основные соотношения в типовых схемах выпрямителей при активной нагрузке
Тип схемы иср U_ с/= £/= Ucp !ср k =^£- и роу
i Однофазная мо- стовая 0,9 1 1,П 0,5 1,23
Трехфазная мо- стовая 1,35 ~ 1,35 ~1 0,33 1,05
напряжения и тока нагрузки общее число вентилей в трехфазной
мостовой схеме будет меньше, чем в однофазной.
Обычно общее количество вентилей в трехфазной схеме составляет
около 70% от количества вентилей, необходимых для однофазной
схемы выпрямления, что является одним из преимуществ трехфаз-
ной мостовой схемы.
К преимуществам трехфазной мостовой схемы выпрямления по
сравнению с однофазной относятся также равномерная загрузка сило-
вой сети переменного тока и лучшее использование трансформатора,
питающего выпрямитель.
Конструкция и схемы выпрямительных сварочных установок
341
Коэффициент использования трансформатора выпрямительной
установки обычно определяется из отношения расчетной мощности
трансформатора Рр к мощности выпрямителя Рву = UcpIcp, т. е. .
р
*ву
Как видно из данных табл. 12, расчетная мощность трансформа-
тора для трехфазной мостовой схемы будет меньше, чем для одно-
фазной, при одинаковой мощности выпрямителя.
§ 2. КОНСТРУКЦИЯ и СХЕМЫ ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫХ СВАРОЧНЫХ
УСТАНОВОК
Фиг. 187. Схема дросселя насы-
щения.
В большинстве случаев применяют выпрямительные сварочные
установки с падающими внешними характеристиками. Для питания
выпрямительного блока используют сварочные трансформаторы с
увеличенным рассеянием или отдельным дросселем. Настройка или
регулирование режима производится
путем изменения индуктивности рас-
сеяния сварочного трансформатора
или при помощи изменения индук-
тивного сопротивления' 'отдельного
дросселя.
В качестве отдельных дросселей
применяются как дроссели обычных
конструкций с воздушным зазором
в сердечнике и подвижным пакетом,
так и дроссели насыщения.
Одна из типовых схем дросселей
насыщения показана на фиг. 187.
Дроссель имеет две обмотки пере-
менного тока, размещенные на край-
них стержнях сердечника, а . на
среднем стержне расположена под-
магничивающая обмотка, питаемая
от постороннего источника постоянного тока. Катушки обмотки
переменного тока включены между собой последовательно так,
чтобы потоки, создаваемые этими' катушками в среднем стержне,
взаимно компенсировали друг друга (см. фиг. 187). Благодаря этому
результирующая э. д. с. (первая ее гармоника), которая индукти-
руется потоками обмотки переменного тока в подмагничивающей
обмотке, будет равна нулю.
Существует несколько типов сердечников и схем соединения об-
моток дросселей насыщения, но во всех этих схемах соблюдается прин-
цип компенсации переменной э. д. с., индуктируемой в подмагничи-
вающей обмотке, аналогичный описаннному выше.
Подмагничивающая обмотка дросселя насыщения, питаемая по-
стоянным током, создает дополнительное магнитное поле, которое
342
Выпрямительные сварочные установки
увеличивает индукцию и насыщение сердечника. Вследствие этого
уменьшается магнитная проницаемость сердечника, т. е. увеличи-
вается его магнитное сопротивление и соответственно уменьшается
индуктивное сопротивление дросселя Хр [см. уравнение (101)].
Изменяя ток в подмагничивающей обмотке, можно плавно и
в достаточно широких пределах изменять индуктивное сопротивление
Хр во вторичной цепи сварочного трансформатора и тем самым регу-
лировать режим работы выпрямительной сварочной установки.
Однофазные выпрямительные сварочные установки
На фиг. 188 изображена принципиальная схема однофазной выпря-
мительной сварочной установки, состоящей из сварочного трансфор-
матора 1 с дросселем насыщения 2, питающего блок выпрямителей 3,
собранный по однофазной схеме двухполупериодного выпрямления.
Фиг. 188. Принципиальная схема однофазной мостовой
выпрямительной сварочной установки с применением
дросселя насыщения.
Подмагничивающая обмотка 4 дросселя насыщения питается от
вспомогательного трансформатора 5 через маломощный выпрями-
тель 6. Регулирование режима сварки путем изменения тока в подмаг-
ничивающей обмотке осуществляется потенциометром 7, включен-
ным в цепь подмагничивающей обмотки.
Как уже указывалось выше, в однофазных выпрямительных уста-
новках применяются также стандартные сварочные трансформаторы
с отдельным дросселем обычной конструкции, имеющим сердечник
с подвижным пакетом и регулируемым воздушным зазором. В этом
случае дроссель насыщения в схеме на фиг. 188 заменяется обычным
дросселем.
В схемах с трансформаторами, имеющими увеличенное рассеяние,
дроссель вообще отсутствует.
В СССР однофазные выпрямительные сварочные установки не
применяются.
Конструкция и схемы выпрямительных сварочных установок
343
В США однофазные выпрямительные установки с селеновыми
вентилями выпускаются рядом фирм.
Фирма Дженерал Электрик выпускает однофазные выпрямитель-
ные установки на 300 а с пределами регулирования 25—375 а
(тип 6WR—ЗОВ) и на 400 а с пределами регулирования 70—500 а
(тип WR40A).
В этих установках используются стандартные сварочные трансфор-
маторы с увеличенным рассеянием, выпускаемые фирмой. Регулиро-
вание режима производится при помощи перемещения подвижной
катушки первичной обмотки сварочного трансформатора (см.
главу VIII).
Другая фирма, Харнишфегер (Harnischfeger) выпускает одно-
фазные выпрямительные установки с применением дросселя насы-
щения. В схеме установки предусмотрена возможность переключения
на сварку выпрямленным или переменным током.
Пределы регулирования: на постоянном токе 7—200 а\ на пере-
менном токе 7—275 а.
Особенностью схемы является форсировка тока короткого замы-
кания для облегчения зажигания дуги.,Для этой цели на сердечнике
дросселя насыщения размещена дополнительная подмагничивающая
обмотка, которая включается последовательно в цепь выпрямленного
тока. Выпрямленный сварочный ток в последовательной обмотке
дросселя насыщения усиливает подмагничивание и тем самым умень-
шает индуктивное сопротивление дросселя, что вызывает увеличение
тока короткого замыкания.
Трехфазные выпрямительные сварочные установки
типа СПГ-100, СПС-100, СПС-300
В 1955 г. во ВНИИЭСО были разработаны опытные образцы трех-
фазных выпрямительных сварочных установок типа СПГ-100 с гер-
маниевыми вентилями и СПС-100 с селеновыми вентилями на номи-
нальный ток 100 а (ПР°/0—100%), предназначенные для сварки
тонких изделий. Конструкция, схема и номинальные данные вы-
прямительных установок СПГ-100 и СПС-100 одинаковые.
Установки состоят из трехфазного сварочного трансформатора 1
(фиг. 189) с нормальным рассеянием, трех дросселей насыщения 2
с отдельными сердечниками и блока выпрямителей 3, собранного по
трехфазной мостовой схеме. На сердечнике каждого дросселя насы-
щения размещена одна обмотка переменного тока 2 и одна подмаг-
ничивающая обмотка постоянного тока 4. Все подмагничивающие
обмотки дросселей соединяются между собой последовательно. Так
как сумма переменных токов в фазах трехфазной цепи в каждый
момент времени равна нулю, то и суммарная переменная э. д. с. (пер-
вая гармоника), наводимая этими токами в трех последовательно со-
единенных подмагничивающих обмотках, будет также равна нулю.
Подмагничивающие обмотки питаются постоянным током от вспомо-
344
Выпрямительные сварочные установки
гательного трансформатора 5 через выпрямительный блок 6, собран-
ный по однофазной мостовой схеме. Изменение тока в подмагничи-
вающих обмотках, т. е. регулирование режима работы выпрямитель-
ной установки, производится при помощи потенциометра 7.
Дроссели насыщения имеют дополнительную обмотку <§, включен-
ную последовательно в цепь выпрямленного тока. Благодаря этой
обмотке индуктивные сопротивления дросселей насыщения с увели-
Фиг. 189. Схема трехфазных выпрямительных установок типа СПГ-100
и СПС-100.
чением сварочного тока несколько уменьшаются, что делает внешние
характеристики выпрямительной установки более пологими. В схеме
предусмотрен переключатель 9, позволяющий включать или выклю-
чать дополнительную последовательную обмотку. Такое пере-
ключение дает две ступени регулирования режима. В пределах каж-
дой ступени режим регулируется путем изменения тока в подмагни-
чивающей обмотке 4 дросселей насыщения. Внешние характери-
стики выпрямительной установки СПГ-100 для различных значений
тока в подмагничивающей обмотке дросселя насыщения показаны на
фиг. 190.
В схемах установок СПГ-100 и СПС-100 (фиг. 189) может быть
также предусмотрен переключатель полярности 10.
В случае необходимости дистанционного управления устанавли-
вается маломощный реверсивный двигатель 11, служащий для пере-
мещения движка потенциометра 7.
Конструкция и схемы выпрямительных сварочных установок 345
Для усиления охлаждения выпрямительные установки снабжены
вентилятором.
Вид выпрямительной установки СПГ-100 показан на. фиг. 191.
В ы п р я м ите л ь н а я у ста н о в к а СПС-300 с селеновыми
вентилями, опытный образец которой разработан ВНИИЭСО,
была предназначена для сварки токами до 300 а (ПР°/0= 100%). Пи-
тающий трехфазный сварочный трансформатор в этой установке
имеет оригинальную конструкцию и схему (фиг. 192 и 193). Помимо
нормального трехфазного стержневого сердечника ОС (фиг. 192), на
Фиг. 190. Внешние характеристики выпрямительной сварочной установки
СПГ-100.
котором размещены первичные обмотки /, в трансформаторе имеются
три дополнительных замкнутых сердечника ДС. Вторичные обмотки
трансформатора 2 охватывают как стержни основного сердечника,
так и стержни дополнительных сердечников. Следовательно, допол-
нительные сердечники служат магнитными шунтами, увеличиваю-
щими рассеяние и индуктивность трансформатора.
Подмагничивающая обмотка 3, питаемая постоянным током от
постороннего источника, охватывает три стержня дополнительных
сердечников. Поток, создаваемый этой обмоткой, изменяет насыще-
ние дополнительных сердечников и тем самым изменяет индуктивное
сопротивление трансформатора. Таким способом производится на-
стройка режима сварки.
Следовательно, в трансформаторе выпрямительной установки
СПС-300 вторичные обмотки выполняют также функции обмоток пере-
менного тока дросселей насыщения. Из-за несимметричности совме-
щенного дросселя насыщения и разной степени насыщения его стер-
жней в кривой переменного тока резко выражены третьи гармоники.
Для уменьшения этих гармоник на стержнях дополнительных сер-
дечников расположена еще одна короткозамкнутая обмотка, также
346
Выпрямительные сварочные установки
Фиг. 191. Вид выпрямительной установки СПГ-100 (кожух снят):
/ — трансформатор; 2 — дроссель насыщения; 3 — выпрямительный блок.
Фиг. 192. Конструктивная схема сварочного трансформатора выпря-
мительной установки СПС-300.
Конструкция и схемы выпрямительных сварочных установок 347
охватывающая все три стержня. Принципиальная схема выпрями-
тельной установки СПС-300, соответствующая описанной конструк-
ции сварочного трансформатора, изображена на фиг. 193.
Фиг. 193. Принципиальная схема выпрямительной сварочной установки СПС-300:
/ —первичные обмотки сварочного трансформатора; 2 — вторичные обмотки; 3—подмагни-
чивающая обмотка; 4 — потенциометр для регулирЪвания режима; 5 — короткозамкнутая
обмотка; 6 — блок выпрямителей.
Внешние характеристики выпрямителя СПС-300 показаны на
фиг. 194.
Основные технические данные выпрямительных сварочных уста-
новок СПГ-100, СПС-100 и СПС-300 приведены в табл. 13.
Таблица 13
Основные технические данные трехфазных выпрямительных сварочных установок
Тип установки Напря- жение сети в в Напряже- ние холо- стого хода в в Номи- нальный ток при ПР%= = 106о/ов а Пределы регули- рования в а К. п. д. Коэффи- циент мощности Вес в кг
СПГ-100; СПС-100 200 ИЛИ 380 60—65 100 20—100 0,5-0,6 0,6—0,65 150
СПС-300 220 или 380 70—72,5 300 30—350 0,5—0,6 0,6—0,65 350
В трехфазных выпрямительных сварочных установках, выпускае-
мых за границей, применяются сварочные трансформаторы с регули-
рованием режима при помощи раздвижения обмоток (фирма Джене-
рал Электрик, США), трансформаторы с подвижными магнитными
шунтами, изменяющими индуктивное сопротивление (фирма Вестин-
гауз, США), а также трансформаторы с дросселями насыщения
(фирма Харнишфегер, США). Выпускаются также мощные выпрями-
348
Выпрямительные сварочные установки
тельные установки на 500—1200 а с жесткими характеристиками^
в которых напряжение изменяется путем секционирования обмоток
Фиг. 194. Внешние характеристики выпрямительной сварочной
установки СПС-300.
§ 3. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫХ СВАРОЧНЫХ УСТАНОВОК
Как было показано в § 1, в однофазных выпрямительных уста-
новках имеет место значительная пульсация выпрямленного напря-
жения (см. фиг. 186, а).
Вследствие этого в конце каждого полупериода выпрямленный
сварочный ток уменьшается до нуля (фиг. 195) и дуга мгновенно
гаснет, а затем зажигается вновь. Поэтому устойчивость горения и.
возбуждения дуги, питаемой от однофазной выпрямительной уста-
новки, как показали испытания, ненамного лучше, чем при непо-
средственном питании от сварочных трансформаторов. Пульсации
сварочного тока можно сгладить, включив в цепь выпрямленного тока
дополнительный дроссель. Однако это усложняет схему и удорожает
выпрямительную установку.
Пульсации выпрямленного напряжения в трехфазных установках
невелики (см. фиг. 186, б). Однако пульсации в кривой выпрямлен-
Основные свойства выпрямительных сварочных установок
349
кого тока при питании сварочной дуги, напряжение которой посто-
янно и не зависит от тока, будут относительно больше пульсаций в кри-
вой выпрямленного напряжения источника питания при холостом
ходе. Это явление можно пояснить при помощи построений, приве-
денных на фиг. 196.
Фиг. 195. Осциллограммы тока и напряжения дуги при сварке от однофазной мосто-
вой выпрямительной установки.
Сварочный ток, как это было уже неоднократно показано ранее,
пропорционален разности между выпрямленным напряжением
Фиг. 196. Определение кривой изменения сварочного тока 1$ = /2 (t) в трехфазной
выпрямительной установке:
л — при падающей внешней характеристике; б — при жесткой внешней характеристике.
На фиг. 196 разность мгновенных значений этих напряжений опре-
делена путем переноса нулевой линии 0 — t вдоль оси ординат на
величину ординаты (7d. В этом случае кривая uQ = А (О при отсчете
ее ординат от новой нулевой линии 0' — t представляет собой в соот-
ветствующем масштабе кривую изменения во времени сварочного тока
= Ш-
350
Выпрямительные сварочные установки
Как видно из кривой id = /2 (0, пульсации тока по отношению
к его среднему значению будут больше пульсаций в кривой выпрям-
ленного напряжения холостого хода источника питания. В источ-
никах питания с падающей внешней характеристикой, когда
значительно больше Ud, пульсации тока сравнительно невелики,
причем ток в процессе его изменения не снижается до нуля (фиг. 196, а).
Поэтому дуга, питаемая от трехфазных выпрямительных установок
с падающей характеристикой, горит непрерывно и устойчиво так же,
как при питании от сварочных генераторов постоянного тока. При
жестких внешних характеристиках трехфазного выпрямителя, когда
t/0 (7d, пульсации тока будут велики, причем ток периодически
снижается почти до нуля, что ухудшает устойчивость дуги
(фиг. 196, б). Как показали опыты по сварке дугой в углекислом газе,
питаемой от трехфазного выпрямителя с жесткой внешней характери-
стикой, горение дуги неустойчиво [17]. Для сглаживания пульсаций
тока и, следовательно, улучшения устойчивости дуги в таких случаях
необходимо в цепь выпрямленного тока включить дроссель.
Динамические свойства выпрямительных установок из-за меньшей
электромагнитной инерции лучше, чем у генераторов постоянного»
тока. Ток и напряжение изменяются при переходных процессах прак-
тически мгновенно.
Отсутствие вращающихся частей и коллектора делает выпрями-
тельную установку более надежной и простой, чем генераторы по-
стоянного тока.
К. п. д. выпрямительных установок также несколько выше, чем
у сварочных преобразователей с генераторами постоянного тока.
Сравнительные данные сварочных установок
Таблица 14
Показатели Тип установки на 300 а
Преобразо- ватель с генерато- ром постоян- ного тока Выпрями- тельная установка Сварочный трансфор- матор
Потребляемая мощность при холо- стом ходе в кет Потребляемая мощность при полной нагрузке 300 а в кет к. П. д. в % Коэффициент мощности Среднечасовой расход энергии при ПР^/^ = 60% в квт-час *Для повышения коэффициента moi статические конденсаторы. 3,7 19,4 61,5 0,85 13,11 цности в усп 0,64 18,46 65 0,8* 11,336 ановках были 0,75 15,2 80 0,75* 9,42 применены
Основные свойства выпрямительных сварочных установок
351
Некоторым недостатком выпрямительных сварочных установок по
сравнению с преобразователями постоянного тока является то, что
напряжение на их клеммах и соответственно режим сварки изменя-
ются при изменении напряжения питающей сети так же, как это
имеет место в сварочных трансформаторах (см. главу VI).
По сравнениию со сварочными трансформаторами трехфазные
выпрямительные установки обеспечивают большую стабильность дуги,
особенно на малых токах, вследствие чего напряжение холостого
хода их может быть несколько снижено.
В табл. 14 приведены сравнительные данные для трех сварочных
установок на 300 а. Эти данные были получены на основании опыта
применения выпрямительных установок в США [49].
Описанные выше преимущества выпрямительных установок, а
также данные, приведенные в табл. 14, показывают, что трехфазные
выпрямительные установки найдут широкое применение в сварочной
технике. Наибольшее применение выпрямительные установки должны
получить при ручной дуговой сварке малыми токами, для автомати-
ческой сварки металла малой толщины электродной проволокой
малого диаметра при высокой плотности тока в электроде, а также в
тех случаях, когда необходимо производить сварку при разной поляр-
ности электрода (прямой или обратной).
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА УСТРОЙСТВА
И ЭКСПЛУАТАЦИИ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
Установки для дуговой сварки являются электротехническими
силовыми установками, в состав которых в качестве основного обору-
дования входят источники питания. Поэтому при монтаже и эксплу-
атации источников питания для дуговой сварки надлежит руковод-
ствоваться общими «Правилами устройства электротехнических уста-
новок» [50] и специальными правилами, относящимися к оборудо-
ванию для электрической сварки [51].
В настоящем разделе рассматриваются основные вопросы устрой-
ства и эксплуатации источников питания для дуговой сварки, к
которым относятся: параллельная работа источников питания, выбор
источников питания, их монтаж и размещение, правила ухода и об-
служивания установок и основные правила техники безопасности.
ГЛАВА XIX
ПАРАЛЛЕЛЬНАЯ РАБОТА ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
§ 1. ОБЩИЕ ПРАВИЛА ВКЛЮЧЕНИЯ. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТОКА НАГРУЗКИ
В случае необходимости производить сварку на токах, превышаю-
щих номинальный ток одного источника питания, прибегают к парал-
лельному включению двух и более сварочных трансформаторов или
генераторов.
При параллельном соединении источников питания необходимо
соблюдать следующие основные правила.
Все клеммы источников питания, имеющие в каждый данный
момент времени одноименную полярность или одинаковую фазу, со-
единяются между собой, образуя две общие клеммы, от которых пи-
тается нагрузка — сварочная дуга (см., например, фиг. 198 и 199).
Э. д. с. и равное ей напряжение холостого хода источников пи-
тания должны быть одинаковыми. Последнее объясняется тем, что
при параллельном включении источников питания их обмотки обра-
зуют замкнутые контуры (см. фиг. 198 и 199), в которых э. д. с.
источников действуют встречно. В случае неравенства этих э. д. с.
суммарная э.^д. с. в замкнутом контуре не будет равна нулю и в
контуре при холостом ходе, т. е. при отсутствии внешней нагрузки,
Общие правила включения. Распределение тока нагрузки
353
возникнет уравнительный ток. В источниках питания, имеющих
жесткую внешнюю характеристику, т. е. малое внутреннее сопро-
тивление, уравнительные токи в замкнутых контурах могут быть
весьма значительными. Такое явление вызывает нарушение нормаль-
ной параллельной работы источников. В случае параллельного со-
единения генераторов уравнительный ток в генераторе с меньшей
э. д. с. холостого хода имеет направление, обратное э. д. с. генера-
тора. Следовательно, этот генератор будет работать в двигательном
режиме.
Общий ток нагрузки 1ип распределяется с источниках питания в
соответствии с их внешними характеристиками или полными экви-
валентными сопротивлениями Zs. Поэтому внешние характеристики
или полные эквивалентные сопротивления источников питания,
включенных параллельно, должны быть отрегулированы так, чтобы
распределение общего тока нагрузки между ними соответствовало
их номинальной мощности.
Согласно общему уравнению (62) внешней характеристики источ-
ников питания, приведенному в первом разделе, токи нагрузки в
отдельных источниках питания и общий ток нагрузки при их парал-
лельном включении можно определить из следующих уравнений:
/ _ ^0 ~
L U1 7 9
(261)
^32
И
4» = 41 + 4г. (262)
где 41, /в2, 1ип — соответственно токи нагрузки отдельных источ-
ников питания и общий ток нагрузки;
Uo — напряжение холостого хода источников пита-
ния;
Uи = Up — напряжение на общих клеммах Параллельно со-
единенных источников питания;
Z9i, Z92 — полные сопротивления источников питания.
При определении сопротивления Z9 необходимо иметь в виду
следующее.
В сварочных трансформаторах полное комплексное сопротивле-
ние источника питания Z9 в основном определяется эквивалентным
индуктивным сопротивлением Хэ, обусловленным или потоками рас-
сеяния (Хэ = Хт), или сопротивлением отдельного дросселя (Х9 «к
«s Хр). В сварочных генераторах полное сопротивление в основном
зависит от величины сопротивления /?9, эквивалентного размагни-
чивающему действию потоков в генераторе, так как Ха = 0.
23 Рабинович 22
354
Параллельная работа источников питания
Фиг. 197. Распределение токов нагрузки и
построение внешней характеристики lju=f (Iun)
при совместной работе параллельно включенных
источников питания.
Как видно из уравнений (261), при параллельном включении двух
источников питания общий ток нагрузки распределяется между ними
обратно пропорционально их полным сопротивлениям Z9. Чем
больше полное сопротивление источника питания, тем меньшая доля
нагрузки приходится нашего. Следовательно, для правильного рас-
пределения нагрузки в соответствии с номинальной мощностью источ-
ника питания необходимо
выбрать соответствующим
образом сопротивления Z3.
При постоянном токе
общий ток нагрузки равен
арифметической сумме то-
ков отдельных сварочных
генераторов, включенных
параллельно, т. е. 1ип =
= 1и1 + 1и2. Сдвиг фаз
между токами в параллель-
но включенных трансфор-
маторах зависит от соот-
ношения активных и ре-
активных составляющих
полного комплексного со-
противления Z3. Так как
в сварочных трансфор-
маторах преобладающим
является индуктивное со-
противление Х9 и Z9 jX3,
то токи в трансформаторах
практически совпадают по фазе. Следовательно, геометрическая сумма
токов (Iurl = 1и1 + 1ич) весьма мало отличается от их арифметиче-
ской суммы, т. е. в случае параллельного включения двух сварочных
трансформаторов можно также положить 1ип — 1и1 + /м2.
Распределение токов нагрузки между двумя параллельно вклю-
ченными источниками питания и внешнюю характеристику при со-
вместной работе Uru=f (1ип) можно определить графическим путем
по внешним характеристикам отдельных источников питания
Uu=fi (4i) и Uu=h (4г)» как показано на фиг. 197. Определяя по
кривым 1 и 2, представляющим собой внешние характеристики
отдельных источников питания, значения токов /м1 и 1и2 для задан-
ного значения Uu (точки А1 и Д2), суммируют эти токи и тем самым
определяют точку А3 внешней характеристики Uu=f(Iur^ (кривая 5).
Источники питания разных систем имеют разное напряжение
холостого хода; схемы их включения и форма внешних характе-
ристик могут быть различными. Поэтому на параллельную работу
рекомендуется включать источники питания одинаковых систем
и по возможности с одинаковыми номинальными данными.
Параллельное включение сварочных трансформаторов
355
Фиг. 198. Схема параллельного вклю-
чения сварочных трансформаторов.
§ 2. ПАРАЛЛЕЛЬНОЕ ВКЛЮЧЕНИЕ СВАРОЧНЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Для того чтобы напряжения холостого хода параллельно вклю-
ченных сварочных трансформаторов были равны, необходимо, чтобы
коэффициенты трансформации их были одинаковыми. Это условие
в большинстве случаев выполняется только для однотипных трансфор-
маторов.
В трансформаторах с увеличенным рассеянием (см. главу VIII)
напряжение холостого хода и коэффициент трансформации несколько
меняются в зависимости от на-
стройки режима и ступени регули-
рования, как, например, в транс-
форматорах типа СТАН. Поэтому
регулирующее устройство таких
трансформаторов при параллель-
ном включении должно быть пред-
варительно настроено так, чтобы
напряжения холостого хода транс-
форматоров были одинаковыми.
При параллельном включении
первичные обмотки сварочных
трансформаторов СТ подключают-
ся обязательно к одинаковым ли-
нейным проводам трехфазной пи-
тающей сети, с тем чтобы фазы
э. д. с. во вторичных обмотках сов-
падали (фиг. 198). С вторичной
стороны необходимо попарно со-
единить клеммы, имеющие в каж-
дый данный момент времени одина-
ковую полярность (клеммы а — а
и b — Ь). В противном случае
в замкнутом контуре, образован-
ном вторичными обмотками непра-
вильно соединенных трансформаторов, будет действовать э. д. с.,
равная сумме вторичных э. д. с. трансформаторов. Для определения
правильной фазировки клемм вторичной цепи трансформаторов посту-
пают так: первичные обмотки включаются в сеть; одна пара клемм
вторичной цепи трансформаторов соединяется перемычкой, а к двум
другим клеммам присоединяют контрольную лампу, рассчитанную на
двойное напряжение холостого хода трансформатора; если лампа
не загорится, то полярность соединенных клемм одинаковая; после
этого производят параллельное соединение трансформаторов с вто-
ричной стороны, как показано на фиг. 198.
Как видно из схемы на фиг. 198, одна пара клемм b соединяется
в параллель только при замыкании рубильника ГР, к которому под-
ключается сварочный пост. Такое включение предусмотрено по сло-
23* 22
356
Параллельная работа источников питания
дующим причинам. При разомкнутом рубильнике ГР вторичные цепи
трансформаторов разомкнуты. В этом случае можно включать первич-
ные обмотки трансформаторов в сеть раздельно. После включения
в сеть первичных обмоток производят предварительную настройку
устройства, регулирующего режим каждого трансформатора. Так как
в большинстве случаев параллельно включаются однотипные транс-
форматоры, то их настраивают на одинаковые токи. Выполнив указан-
ные предварительные операции, замыкают рубильник ГР и тем
самым включают трансформаторы на параллельную работу. На
фиг. 198 изображена схема параллельного включения трансформа-
торов с отдельными дросселями Др. У однокорпусных источников
питания без отдельного дросселя (например, трансформаторы типа
СТН, СТАН и др.) клеммы а непосредственно соединяются между
собой. В остальном схема соединения и правила включения остаются
без изменения
§ 3. ПАРАЛЛЕЛЬНОЕ ВКЛЮЧЕНИЕ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
Схемы параллельного включения сварочных генераторов в зави-
симости от типа соединяемых генераторов имеют некоторые особен-
ности, хотя общие правила включения их остаются без изменения.
а) б)
фиг. 199. Схемы параллельного включения:
а — многопостовых генераторов; б — сварочных генераторов попереч-
ного поля.
В генераторах постоянного тока э. д. с. зависит от возбуждения
и скорости вращения приводного двигателя. Поэтому возбуждение
генераторов перед включением их на параллельную работу должно
Параллельное включение сварочных генераторов
357
обмоткой парал-
Фиг. 200. Схема параллельного вклю-
чения сварочных генераторов с неза-
висимым возбуждением и размагничи-
вающей последовательной обмоткой.
быть отрегулировано так, чтобы э. д. с. холостого хода в них были
одинаковыми.
В процессе параллельной работы сварочных генераторов возможны
случайные колебания нагрузки отдельных источников питания, обу-
словленные изменением э. д. с. в каком-либо источнике питания.
Такие изменения э. д. с. могут происходить вследствие изменения
скорости вращения приводного двигателя или изменения возбужде-
ния генератора.
В многопостовых генераторах смешанного возбуждения, в кото-
рых последовательная обмотка действует согласно с
лельного возбуждения, или в гене-
раторах поперечного поля, имею-
щих последовательную намагни-
чивающую обмотку возбуждения =
(см. фиг. 1991), изменение э. д. с.
в каком-либо из генераторов может
привести к нарушению устойчиво-
сти параллельной работы. При слу-
чайном увеличении, например,
д. с. Еи1 = £/01, в первом генера-
торе возрастает и ток 1и1 в соответ-
ствии с уравнением (261). Увели-
чение тока в последовательной
обмотке первого генератора при
согласном включении ее приведет
к дальнейшему увеличению воз-
буждения, и нагрузка генератора
будет продолжать возрастать до
тех пор, пока скорость вращения
приводного двигателя, а следова-
тельно, и э. д. с. Еи1, вследствие
перегрузки не упадут настолько,
что процесс нарастания тока
прекратится. Увеличение э. д. с. и нагрузки генератора из-за
подмагничивающего действия последовательной обмотки может
прекратиться также вследствие насыщения магнитной системы гене-
ратора.
Во избежание таких случайных колебаний нагрузки и нарушения
устойчивости параллельной работы мпогопостовых генераторов и ге-
нераторов поперечного поля необходимо включить параллельно их
последовательные обмотки при помощи уравнительного провода,
соединяющего клеммы У этих генераторов (фиг. 199).
При наличии уравнительного соединения возрастание тока на-
грузки одного генератора не приводит к прогрессивному нарастанию
1 Обозначения на фиг. 199 в основном соответствуют обозначениям на фиг. 167
и 179.
358
Параллельная работа источников питания
его возбуждения, так как одновременно возрастает возбуждение и
второго генератора, что приведет к уравниванию э. д. с. обоих генера-
тора, и, следовательно, перегрузка первого генератора будет ограни-
чена. Как видно из схемы на фиг. 199, одна пара клемм генераторов,
имеющая одинаковую полярность, соединяется между собой только
при замыкании рубильника ГР. Как и в случае параллельного включе-
ния трансформаторов, такое соединение предусмотрено с целью воз-
можности раздельного пуска приводных двигателей и осуществления
фиг. 201. Схемы параллельного включения:
а — сварочных генераторов с намагничивающей параллельной и размагничивающей последова-
тельной обмотками возбуждения; б — генераторов с расщепленными полюсами.
предварительной настройки устройства, регулирующего напряжение
холостого хода и режим работы каждого генератора в соответствии
с принципом его действия (см. раздел третий).
Для контроля за работой параллельно работающих генераторов
в схеме предусмотрены два вольтметра и два амперметра. Порядок
включения генераторов следующий. Запускают порознь двигатели
обоих генераторов, затем осуществляют предварительную настройку
устройства, регулирующего режим, добиваясь, чтобы напряжения
холостого хода были одинаковыми. После этих предварительных опе-
раций можно замкнуть однополюсный рубильник в цепи уравнитель-
ного соединения и рубильник ГР.
Сварочные генераторы с независимым возбуждением и размагни-
чивающей последовательной обмоткой включаются параллельно по
схеме на фиг. 2001 без уравнительного соединения, так как при наличии
1 Обозначения на фиг. 200 в основном соответствуют обозначениям на фиг. 117.
Параллельное включение сварочных генераторов
359
размагничивающей последовательной обмотки такого соединения не
требуется. Это объясняется тем, что в генераторах этой системы в
случае увеличения э. д. с. в одном из генераторов увеличение тока
нагрузки в нем не приведет к прогрессивному нарастанию его возбу-
ждения, а наоборот, вследствие размагничивающего действия после-
довательной обмотки возбуждение генератора несколько уменьшится.
Поэтому параллельная работа генераторов этой системы вполне
устойчива без применения уравнительного соединения.
Параллельное включение сварочных генераторов с намагничи-
вающей параллельной и размагничивающей последовательной об-
мотками возбуждения, а также генераторов с расщепленными полю-
сами производится по схемам, изображенным на фиг. 2011.
Особенностью этих схем является так называемое перекрестное
питание намагничивающих обмоток возбуждения. Согласно схемам
на фиг. 201, питание обмотки возбуждения одного генератора осуще-
ствляется от щеток другого генератора. Для переключения питания
обмоток возбуждения проводники от этих обмоток, присоединенные
к дополнительной щетке с, отсоединяются и взаимно пересоединяются
к щетке с другого генератора. Перекрестное питание обмоток воз-
буждения увеличивает устойчивость параллельной работы генера-
торов, так как оно играет роль уравнительного соединения. В слу-
чае увеличения э. д. с. одного из генераторов, включенных по
схеме на фиг. 201, одновременно увеличивается напряжение на щетках
а—с этого генератора, от которых питается возбуждение второго
генератора. Вследствие этого возбуждение второго генератора
также увеличивается и э. д. с. обоих генераторов уравняется.
В остальном схемы на фиг. 201 соответствуют принципиальной
схеме включения на фиг. 200. Порядок включения генераторов
этих систем на параллельную работу также аналогичен описан-
ному выше. Во всех описанных выше схемах параллельного
включения источников питания двухполюсный рубильник ГР
может быть заменен однополюсным рубильником или однополюс-
ным контактором, размыкающим' одновременно сварочную цепь
и цепь, соединяющую одну пару клемм источников питания. Сечение
проводов для параллельного соединения отдельных источников
питания рассчитывается по их номинальному току, а сечение
проводов, подводящих ток к посту, и рубильник ГР в этой цепи
выбираются по суммарному току во всех источниках питания.
1 Обозначения на фиг. 201 в основном соответствуют обозначениям на фиг. 135
и 150.
ГЛАВА XX
ВЫБОР И МОНТАЖ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
§ 1. ВЫБОР РОДА ТОКА
Выбор типа источника питания для дуговой сварки производится
в каждом отдельном случае, исходя из требований технологического
процесса и конкретных условий производства. Поэтому в настоя-
щей главе мы ограничимся лишь изложением общих принципов вы-
бора сварочного оборудования и приведем сравнительные данные,
которые могут служить исходными предпосылками при решении
вопроса о выборе оборудования для сварочных работ.
Род тока источника, питающего дугу, определяется главным >
образом характером технологического процесса: способом и режимом
дуговой сварки, типом изделия и свойствами свариваемого металла.
При современном развитии сварочной техники сварочные транс-
форматоры обеспечивают достаточную устойчивость дуги и требуемое
качество сварного соединения в большинстве случаев ручной сварки
открытой дугой и автоматической сварки под флюсом разнообразных
стальных изделий толщиной от 2 мм и выше.
Переменный ток применяется также при сварке неплавящимся
электродом в среде защитных газов, в первую очередь в случае сварки
алюминия и алюминиевомагниевых сплавов.
Сварочные генераторы применяются в основном при ручной сварке
на малых токах, так как дуга постоянного тока при таких режимах
более устойчива, а также для сварки цветных металлов и сплавов и
при автоматической сварке металла малой толщины (до 4 мм) под
флюсом и в среде защитных газов. В последнем случае сварка произ-
водится обычно на обратной полярности, что создает более благо-
приятные условия для формирования сварного шва. Наибольшее при-
менение сварочные генераторы с приводом от двигателей внутреннего
сгорания имеют в полевых и монтажных условиях, когда отсутствует
силовая электрическая сеть переменного тока.
Некоторые сравнительные показатели источников переменного
и постоянного тока приведены в табл. 15. Как видно из данных, при-
веденных в табл. 15, сварочные трансформаторы обладают значи-
тельными технико-экономическими (преимуществами по сравнению
с генераторами постоянного тока. Поэтому сварочные трансформа-
торы, как уже указывалось, являются в СССР основным типом источ-
ников питания для дуговой сварки.
Выбор системы питания сварочных постов
361
Таблица 16
Сравнительные данные источников переменного и постоянного тока
Показатели Сварочные трансформаторы Преобразователи с генераторами постоянного тока
Средний к. п. д Средний коэффициент мощности при нагрузке . . Относительный расход энергии на 1 кг наплав- ленного металла в % . . . Относительная стоимость единицы оборудования в % Уход и обслуживание Относительный вес в % Относительная площадь, занимаемая оборудованием, в % 0,83-0,85 0,52—0,62 50—60 17—25 Отсутствуют враща- ющиеся части, что упрощает уход и по- вышает надежность в эксплуатации 30—35 15-20 0,5—0,54 0,85-0,88 100 100 Наличие вращающих- ся частей, коллектора» и т. п. усложняет уход и несколько снижает надежность в эксплуа- тации 100 100
§ 2. ВЫБОР СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ СВАРОЧНЫХ ПОСТОВ
Существуют две системы питания постов: однопостовая и мно-
гопостовая. Многопостовые сварочные трансформаторы не нашли
применения в СССР. Поэтому вопрос о выборе системы пита-
ния относится к генераторам постоянного тока. Применение много-
постовых генераторов может быть рациональным в цехах со стаци-
онарными рабочими местами, расположенными компактными груп-
пами.
Как было показано в главе XVII, многопостовые генераторы по
сравнению с однопостовыми обладают рядом преимуществ: значи-
тельно меньшие стоимость и затраты на уход и обслуживание, воз-
можность в случае необходимости производить сварку большими
токами и т. п. Однако из-за больших потерь в балластных реостатах
общий к. п. д. многопостовых преобразователей значительно ниже,
чем у одпопостовых. Вследствие этого средний расход энергии на
1 кг наплавленного металла при многопостовой системе будет на 40—
60% больше, чем при однопостовой. Расходы на устройство главной
магистрали для подвода тока к сварочным постам при многопостовой
системе питания также будут больше. Поэтому окончательный выбор
системы питания следует произвести на основе сравнения общей
стоимости эксплуатации оборудования в течение часа, включив ы
этот показатель стоимость электроэнергии, ремонта, обслуживания
и отчисления на амортизацию оборудования.
362
Выбор и монтаж источников питания
§ 3. ВЫБОР ТИПА ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ
При выборе типа источника переменного тока следует исходить
из основных свойств различных систем сварочных трансформаторов,
описанных во втором разделе. В сварочных цехах со стационарными
условиями работы наиболее рационально применять однокорпусные
сварочные источники питания типа СТАН, СТН, ТСД и т. п. (см.
второй раздел). В монтажных условиях, на строительных, площад-
ках целесообразно применять трансформаторы с отдельными дроссе-
лями.
Однопостовые сварочные генераторы в настоящее время в СССР
выпускаются в основном двух систем: 1) генераторы с расщеплен-
ными полюсами и 2) генераторы с намагничивающей параллельной
и размагничивающей последовательной обмотками возбуждения.
По своим статическим и динамическим свойствам, способам регули-
рования и степени надежности в эксплуатации эти системы практи-
чески равноценны.
По конструкции источники питания постоянного тока разделяются
на три основных типа: 1) однокорпусные передвижные преобразова-
тели с приводом от асинхронного двигателя; 2) стационарные
двухмашинные сварочные агрегаты, состоящие из генератора и
электрического двигателя; 3) сварочные агрегаты с двигателями
внутреннего сгорания.
В сварочных цехах и для работ на открытом воздухе при наличии
силовой электрической сети переменного тока наиболее рационально
применение • передвижных однокорпусных преобразователей типа
ПС, монтаж и эксплуатация которых значительно проще, чем двух-
машинных агрегатов.
В условиях повышенной влажности, например на судах морского
и речного флота, следует применять специально разработанные для
таких условий сварочные агрегаты типа САМ и ПАС-400.
Сварочные агрегаты с двигателями внутреннего сгорания в основ-
ном предназначены для использования в качестве источников питания
дуги при отсутствии силовой электрической сети переменного тока.
§ 4. ВЫБОР ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ ПО МОЩНОСТИ
7 Выбор оборудования по мощности, номинальному току и пределам
регулирования производится, исходя из типовых режимов свароч-
ных работ, для которых предназначается источник питания. По за-
данным предельным режимам сварки выбор источника питания осу-
ществляется по табл. 5 и 9, в которых приведены технические данные
всех основных источников питания, выпускаемых в СССР. При вы-
боре источника питания не следует чрезмерно завышать его мощ-
ность против требуемой по технологическому процессу, так как при
недогрузке источники питания работают с низкими к. п. д. и коэф-
фициентом мощности.
Размещение и установка источников питания
363
§ 5. РАЗМЕЩЕНИЕ И УСТАНОВКА ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯ
Источники питания могут устанавливаться или в отдельном поме-
щении (в машинном зале), или в сварочном цехе, непосредственно
около рабочих мест. При размещении оборудования в отдельном
помещении условия эксплуатации значительно улучшаются, уход и
обслуживание упрощаются. Однако для отдельного машинного зала
необходима специальная площадь, увеличивающая общую произ-
водственную площадь. Канализация сварочного тока от источников
питания, установленных в отдельном машинном зале, к постам сопря-
жена с увеличением расхода проводов и дополнительными потерями
энергии в низковольтной сварочной сети. В случае невозможности
вынесения регулирующей аппаратуры к месту работы процесс на-
стройки режима сварки усложняется.
По этим причинам больше распространен способ индивидуаль-
ного или группового размещения оборудования непосредственно
в цехе возле рабочих мест. Оборудование желательно размещать
так, чтобы оно не загромождало и не занимало лишней производствен-
ной площади, например, между колоннами, вдоль стен цехового зда-
ния или на специальных галереях, устроенных над производственной
площадью. Современные сварочные преобразователи имеют защищен-
ную конструкцию, предохраняющую их от механического поврежде-
ния и попадания брызг и посторонних предметов. С другой стороны,
защищенная конструкция устраняет возможность соприкосновения с
вращающимися и токоведущими частями оборудования. Поэтому нет
необходимости в специальном ограждении оборудования, размещен-
ного в сварочном цехе. На открытом воздухе оборудование должно
устанавливаться под специальными навесами, защищающими его от
атмосферных осадков.
Источники питания, устанавливаемые индивидуально около рабо-
чих мест, должны снабжаться отдельным щитком с предохраните-
лями (тип ПР-1), а также рубильником (типа РО-3, Р-3 или Р-5) или
контактором для включения в распределительную силовую элек-
трическую сеть переменного тока. В однопостовых установках пре-
дохранители в сварочную цепь не ставятся. В сварочной цепи, пита-
емой от сварочных трансформаторов, рубильник обычно также не
устанавливается. В однопостовых сварочных преобразователях по-
стоянного тока желательно иметь в сварочной цепи переключатель
полярности типа ПО-3, П-3 или П-5, которые выбираются в соот-
ветствии с номинальным током источника питания. При автомати-
ческой сварке от преобразователей постоянного тока в сварочную
цепь включается контактор для отключения автомата от источника
питания после прекращения работы.
В главной сварочной магистрали многопостового преобразова-
теля устанавливают однополюсный рубильник или контактор, рас-
считанные на полный номинальный ток многопостового генератора
при длительном режиме. В этой магистрали должен быть установлен
также максимальный автомат или предохранитель.
364
Выбор и монтаж источников питания
По условиям безопасности и удобства обслуживания необходимо
при размещении оборудования оставлять между отдельными машина-
ми и аппаратами требуемые проходы и располагать машины на опре-
деленном расстоянии от стен. Проходы между сварочными преобразо-
вателями и агрегатами должны быть не менее 0,8 м. Разрешается раз-
мещать преобразователи и агрегаты попарно, ставя их друг к другу
с зазором не менее 0,2 м так, чтобы был обеспечен доступ к при-
борам, реостатам и клеммам. При установке у стены расстояние ^от
преобразователя до стены должно быть не менее 0,3 м. Если преоб-
разователь обращен к стене торцом, где расположен коллектор, то
расстояние до стены должно быть не менее 0,5 м. Проходы между
стационарными многопостовыми преобразователями должны быть
не менее 1,5 м, а расстояния до стены такие же, как у однопостовых
преобразователей.
Проходы между трансформаторами для автоматической сварки
должны быть не менее 0,8 м. Расстояния между рядом стоящими
трансформаторами для ручной дуговой сварки должны быть не ме-
нее 0,1 ле, а между трансформаторами и стеной — не менее 0,2 м.
Однокорпусные передвижные сварочные преобразователи и транс-
форматоры устанавливаются без фундаментов на полу цеха. Стацио-
нарные однопостовые сварочные агрегаты в двухмашинном испол-
нении, смонтированные на плите или раме, и многопостовые свароч-
ные преобразователи устанавливаются на специальных фундаментах.
Фундамент обычно делается бетонным или кирпичным на цементном
растворе с заливкой в него фундаментных болтов диаметром 16—20 мм
на глубину 450—600 мм для крепления плиты или основания преобра-
зователя. Фундамент должен быть проверен по уровню, с тем чтобы
оборудование было установлено в горизонтальном положении.
Допускается временная установка стационарных агрегатов и
много постовых преобразователей на деревянных брусьях или непо-
средственно на прочном полу цеха.
§ 6. УСТРОЙСТВО РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНОЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ СИЛОВОЙ СЕТИ
И КАНАЛИЗАЦИЯ СВАРОЧНОГО ТОКА К ПОСТАМ
Питание сварочного оборудования осуществляется от цеховой
магистральной распределительной силовой сети переменного тока.
Силовые сети выполняются проводом марки ПР на изоляторах по
потолку или стене цеха, а также проводом марки ПР в стальных
трубах или кабелем в траншеях и каналах.
При расчете нагрузки силовой сети следует учитывать, что не
все сварочные посты работают одновременно и, кроме того, часть
времени оборудование работает вхолостую.
Оба эти фактора — коэффициент одновременности и коэффициент
загрузки — учитываются так называемым коэффициентом спроса kc.
Устройство распределительной электрической силовой сети
365
Расчетный суммарный ток нагрузки в сварочной сети от рабо-
тающих постов, питаемых от однотипных источников питания, опре-
деляется по формуле
/Р = kcmnc, (263)
где 1р — расчетный ток в сварочной сети;
kc — коэффициент спроса;
п — число сварочных постов;
/яс — средний ток одного поста.
Коэффициент спроса рассчитывается по уравнению
1 — е
ле ’
kc — в 1 +
(264)
где © — заданная средняя относительная продолжительность работы
поста. Обычно s меняется в пределах от 0,3 до 0,6. По дан-
ным работы [53], можно принять среднее значение е =
= 0,4 -и 0,6. Следовательно, средний коэффициент спроса
kc = 0,45 ч- 0,6 при и > 5. .
По расчетному току 1р определяют суммарную расчетную по-
лезную мощность источников сварочного тока:
10-3 квпг, (265)
где UH — номинальное рабочее напряжение на клеммах источника
питания. Обычно UH = 30 -т- 40 в (см. табл. 5 и 9).
Расчетную кажущуюся мощность, потребляемую из силовой сети,
определяют из выражения
cos ^UcriUC
(266)
где cos <fuc — средневзвешенный коэффициент мощности источника
питания с учетом работы вхолостую. Для сварочных
трансформаторов принимают cos <?ис = 0,4 ч- 0,45;
для сварочных преобразователей постоянного тока
cos = 0,65 н- 0,7;
— средний к. п. д. источника питания.
Расчетная кажущаяся мощность Sp определяется для каждой
группы однотипных источников питания раздельно. Затем эти мощ-
ности суммируют и определяют суммарную расчетную кажущуюся
мощность 3Sp, потребляемую всеми источниками питания из сило-
вой сети.
Расчетный ток в питающей сети при равномерной загрузке трех
фаз определяется, исходя из расчетной мощности,
_ 2V1Q3
рс узис ’
(267)
где Uc — напряжение питающей силовой сети.
22
366
Выбор и монтаж источников питания
Сечение проводов и кабелей цеховой распределительной маги-
страли выбирают исходя из расчетного тока нагрузки 1рс. Выбор
сечения производят либо с учетом экономичности по потерям энергии
в линии по так называемой экономической плотности тока j9i либо
по существующим нормам на допустимую длительную нагрузку
проводов и кабелей (см. [52]).
Рекомендуемая Техническим управлением МЭС экономическая
плотность тока j9 для проводов и кабелей с медными жилами равна
2—2,25 а/мм2. Сечение проводов и жил кабелей по экономической
плотности тока выбирают по формуле
= (268)
Выбранное сечение необходимо проверить на потерю напряжения
в силовой сети. По существующим нормам потеря напряжения в си-
ловых сетях от ввода до последнего токоприемника при полной на-
грузке не должна превышать 5% от номинального напряжения сети.
Соблюдение этого требования является очень важным, так как сни-
жение напряжения в питающей сети при работе от сварочных транс-
форматоров может привести к ухудшению устойчивости дуги и зна-
чительному изменению режима сварки.
Подвод тока от силовой питающей магистрали к отдельным сва-
рочным преобразователям и трансформаторам осуществляется про-
водами марок ПРИ и ПРГН. Сечение подводящих проводов выби-
рается по нормам на допустимую длительную нагрузку. Ток нагрузки
в подводящих проводах определяется по паспортным данным привод-
ного двигателя преобразователя или сварочного трансформатора.
Однофазные сварочные трансформаторы должны быть равномерно
распределены между отдельными фазами силовой трехфазной сети.
Подвод сварочного тока к постам производится также проводами
марки ПРН или ПРГН. Особенно важным является наличие гибкого
провода марки ПРГН или ПРГД (ГОСТ 6731-53) длиной 2—3 м у
электрододержателя, так как это уменьшает утомляемость руки
сварщика.
Для подвода тока от источника питания к автоматическим свароч-
ным головкам применяются гибкие шланговые кабели марки КРИТ.
В качестве обратного провода, соединяющего свариваемое изде-
лие с источником питания, можно использовать стальные шины
любого профиля достаточного сечения, сварочные плиты и сваривае-
мую конструкцию. Использование для этих целей металлических
строительных конструкций зданий, коммуникаций и технологичес-
кого оборудования запрещается. Соединение отдельных элементов,
используемых в качестве обратного провода, должно выполняться
весьма тщательно при помощи болтов, струбцин и зажимов.
Сечение проводов в сварочной цепи выбирается на основании
табл. 16.
Устройство распределительной электрической силовой сети
367
Таблица. 16
Допустимые нагрузки для проводов сварочной цепи марки ПРГД при ПР 65%
(при температуре окружающей среды 4-25° С)
Сечение провода в мм2 Максимально допустимый ток в а Сечение провода в мм2 Максимально допустимый ток в а
10 85 50 240
16 115 70 300
25 154 95 365
35 190 120 440
Главная сварочная магистраль от многопостового преобразова-
теля рассчитывается по номинальному току генератора при длитель-
ном режиме работы. Напряжение у последнего поста при выбранном
сечении магистрали не должно снижаться более чем на 10% от напря-
жения на клеммах генератора. Для главной сварочной магистрали
применяются медные, алюминиевые или стальные шины, укладывае-
мые на изоляторах. Подвод тока от магистрали к сварочным постам
через балластный реостат осуществляется так же, как при однопо-
стовЫх источниках питания.
ГЛАВА XXI
ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА ЭКСПЛУАТАЦИИ И ТЕХНИКИ
БЕЗОПАСНОСТИ
§ I. СРЕДНЕВЗВЕШЕННЫЙ КОЭФФИЦИЕНТ МОЩНОСТИ СВАРОЧНОГО ЦЕХА
И СПОСОБЫ ЕГО ПОВЫШЕНИЯ
Сварочные цехи являются потребителями электрической энергии
С относительно низким средневзвешенным коэффициентом мощности.
Средневзвешенный коэффициент мощности сварочного цеха cos <рц
определяется по показаниям счетчиков активной и реактивной энер-
гии за какой-то промежуток времени (день, месяц, квартал, год) по
формуле
tg?4 = ^-, (269)
где Wa и Wр — соответственно суммарное потребление активной
(квт-ч) и реактивной (квар-ч) энергии, учитываемой
счетчиками.
Средневзвешенный коэффициент мощности сварочного цеха в
основном зависит от средневзвешенного коэффициента мощности
cos уис источников питания для дуговой сварки, которые являются
главными потребителями энергии в сварочном цехе.
Для однопостовых источников питания, которые обычно не выклю-
чаются на время перерывов в работе, а работают вхолостую, можно
приближенно определить величину средневзвешенного коэффициента
мощности cos <?ис из следующего выражения:
cos <fuc =
?нЯн Ро (1 — kH)
—P’-(1
COS <f>„ п cos <р0
(270)
тде Рн и Ро — активная мощность, потребляемая из силовой
сети при нагрузке и при холостом ходе;
<cos и cos <р0 — значения коэффициентов мощности источника
питания при нагрузке и холостом ходе;
kM — коэффициент, показывающий какую долю общего
времени включения источник питания работает
нагруженным.
Средневзвешенный коэффициент мощности сварочного цеха
369
Для источников питания, которые не выключаются на время пере-
рывов в работе, можно принять коэффициент kH равным ПР, т. е.‘
kH % 0,65. Трансформаторы, питающие автоматические сварочные
установки, отключаются от сети при перерывах в работе. В этом слу-
чае kH = 1.
Как видно из уравнения (270), средневзвешенный коэффициент
мощности источника питания повышается с увеличением коэффи-
циента kH и повышением коэффициента мощности cos источника
при нагрузке.
Повышение средневзвешенного коэффициента мощности источника
питания дуги повышает средневзвешенный коэффициент мощности
всего сварочного цеха. Благодаря этому снижается установленная
мощность трансформаторной подстанции, питающей цех [см. уравне-
ние (266)], уменьшается ток в силовой сети цеха и' соответственно
снижаются потери напряжения и энергии в сети и самом источнике
питания. Кроме того, снижается также тариф на оплату электро-
энергии, так как по существующим правилам Министерства электро-
станций СССР установлены прогрессивные надбавки к нормальному
тарифу (при cos = 0,85) за низкий коэффициент мощности потре-
бителя.
Можно указать следующие пути повышения коэффициента мощ-
ности источников питания дуги.
Источники питания дуги не должны работать недогруженными,
так как при этом коэффициент мощности их cos будет меньше
[см. уравнение (270)].
В сварочных трансформаторах для повышения коэффициента мощ-
ности желательно по возможности снизить напряжение холостого
хода путем применения вспомогательных устройств для облегчения
зажигания дуги и использования флюсов или обмазок с высокими
стабилизирующими свойствами.
В последнее время для компенсации реактивной мощности сва-
рочных установок получили применение статические конденсаторы,
включаемые параллельно первичной обмотке трансформатора. Как
известно, реактивный емкостный ток в параллельно включенных
конденсаторах будет компенсировать реактивную индуктивную
составляющую тока в первичной обмотке трансформатора. Благо-
даря этому общий ток, потребляемый из силовой сети, уменьшится,
а коэффициент мощности источника питания повысится.
Реактивная мощность компенсирующих конденсаторов Qc равна
разности между реактивной мощностью, потребляемой сварочным
трансформатором из сети при данном угле сдвига фаз ун без компен-
сации, и реактивной мощностью, потребляемой тем же источником
питания при компенсации или уменьшении угла сдвига фаз до ве-
личины т. е.
0-с = UJc-10-3 = рт (tg — tg <р„к) квар> (271)
24 Рабинович 22
370 Основные правила эксплуатации и техники безопасности
где Рт = cos <р„-10~3 — активная мощность сварочного транс-
форматора в кет;
Uc — напряжение питающей сети;
1С — реактивный емкостный ток в конден-
саторах;
/1 — ток в первичной обмотке сварочного •
трансформатора при нагрузке.
Зная величину требуемой реактивной мощности Qc для задан-
ного повышения коэффициента мощности, можно определить основные
параметры конденсаторов—реактивный емкостный ток 1С и емкость
конденсаторов С — из уравнений
I = (272)
И
с = __ Q^Q3
<*UC <&u2c
Применение статических конденсаторов несколько удорожает
сварочные установки, но значительно повышает их технико-эконо-
мические показатели.
§ 2. ОБСЛУЖИВАНИЕ И УХОД ЗА ИСТОЧНИКАМИ ПИТАНИЯ
При пуске оборудования в эксплуатацию после монтажа, ремонта
или длительного бездействия следует тщательно осмотреть оборудо-
вание и очистить его от пыли и грязи. После этого следует проверить
изоляцию обмоток как относительно друг друга, так и относительно
корпуса. В случае уменьшения сопротивления изоляции обмоток
в результате длительного бездействия и хранения оборудования на
открытом воздухе или в сыром неотапливаемом помещении необходимо
просушить обмотки перед пуском в эксплуатацию [52].
Перед пуском в эксплуатацию необходимо также проверить на-
дежность контактов и правильность всех соединений в соответствии
с электрической схемой оборудования. После этого осуществляют
пробный пуск оборудования и проверяют его работу на холостом ходу
и под нагрузкой.
В процессе нормальной эксплуатации необходимо производить
систематический уход и наблюдение за работой оборудования.
Оборудование следует не реже одного раза в неделю продувать
и протирать в доступных местах сухой ветошью. Особенно тща-
тельно следует наблюдать за состоянием контактов и клемм в сва-
рочной цепи, так как при плохом контакте клеммы усиленно нагре-
ваются, что может привести к выходу из строя оборудования.
Оборудование должно не реже одного раза в квартал подвергаться
планово-предупредительному осмотру с целью устранения отдель-
ных замеченных неисправностей, которые могут вызвать аварию.
Основные неисправности в источниках питания
371
Порядок планово-предупредительного осмотра такой же, как перед
пуском оборудования в эксплуатацию.
В сварочных генераторах постоянного тока необходим системати-
ческий уход и наблюдение за коллектором, щетками и подшипни-
ками.
При нормальной эксплуатации генератора коллектор не должен
иметь следов нагара: его поверхность должна иметь коричневый цвет
с синевытым отливом.
Смену смазки шарикоподшипников сварочных преобразователей
следует производить не реже 1—2 раз в год.
§ 3. ОСНОВНЫЕ НЕИСПРАВНОСТИТВ ИСТОЧНИКАХ ПИТАНИЯ И МЕТОДЫ
ИХ УСТРАНЕНИЯ
К числу важнейших неисправностей, которые в процессе эксплу-
атации могут возникнуть в источниках питания, относятся следую-
щие:
1. Витковое замыкание в обмотках трансформатора, приводящее
к чрезмерному нагреванию, а в отдельных случаях к расплавлению
части обмотки, замкнувшейся накоротко.
Для устранения неисправности необходимо разобрать трансфор-
матор и устранить витковое замыкание, а в отдельных случаях пере-
мотать обмотку, сохраняя прежнее число витков и их сечение.
2. Повреждение изоляции между обмоткой и корпусом или между
обмотками. Это повреждение является наиболее опасным в случае
порчи изоляции между первичной обмоткой и корпусом или между
обмотками трансформатора, так как может привести к поражению
электрическим током. Указанную неисправность можно обнаружить
при помощи меггера или контрольной лампы, а затем устранить де-
фект, произведя осмотр обмоток источника питания.
3. Сильная вибрация и гудение сердечника дросселя в трансфор2
маторах СТН, ТСД и СТЭ, а при ручном приводе подвижного пакета
регулятора — заедание ходового винта. Для устранения этого де-
фекта необходимо проверить затяжку болтовых соединений сердеч-
ника, усилить натяг пружин и устранить возможные перекосы по-
движного пакета. Ходовой винт механизма перемещения подвижного
пакета необходимо смазывать не реже 1 раза в месяц. Помимо ука-
занного выше дефекта, в сердечниках и скрепляющих их шпильках
иногда наблюдается усиленный нагрев, вызванный порчей изоляции.
4. В сварочных генераторах постоянного тока неисправности
чаще всего связаны с нарушением нормальной работы коллектора и
щеточного механизма. Эти неисправности выражаются в чрезмерном
нагреве коллектора, усиленном искрении щеток, обгорании коллек-
торных пластин или образовании нагара на коллекторе. Причинами
неисправностей могут быть следующие: загрязнение коллектора, пло-
хой контакт между щетками и коллекторными пластинами, перекос
щеточной траверсы, отдельные пластины коллектора или слюда между
24*
372
Основные правила эксплуатации и техники безопасности
ними выступают над цилиндрической поверхностью коллектора и т. п.
Указанные дефекты устраняются в зависимости от их характера
либо путем очистки коллектора и соответствующей установки и при-
шлифовки щеток, либо путем усиления крепления пластин и после-
дующей обточки коллектора.
§ 4. ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА ТЕХНИКИ БЕЗОПАСНОСТИ
При эксплуатации сварочного оборудования необходимо руко-
водствоваться общими правилами безопасности в электротехни-
ческих установках [50], [51].
Наиболее частыми причинами поражения электрическим током
являются: прикосновение к голым токоведущим частям электрообору-
дования, отсутствие или недоброкачественность защитных средств
и заземляющих устройств.
Помещения, в которых производятся сварочные работы и разме-
щено сварочное оборудование, в большинстве случаев относятся к
категории помещений с повышенной опасностью [50]. Поэтому сва-
рочная установка, включая источник питания, должна быть такой,
чтобы:
1) исключалась возможность случайного прикосновения к частям,
находящимся под напряжением выше допустимого для сварочной
цепи генераторов и трансформаторов;
2) исключалась возможность появления опасного напряжения на
проводящих частях, нормально находящихся без напряжения (кор-
пуса генераторов, трансформаторов, аппаратов и станины);
3) обеспечивалась надежность работы и удобство обслуживания.
Для выполнения этих условий необходимо обеспечить надлежа-
щую изоляцию проводов, в первую очередь проводов, подводящих
ток к сварочному оборудованию от силовой сети, имеющей напряже-
ние 220 в и выше. Клеммы для присоединения проводов от силовой
сети должны быть тщательно изолированы от корпуса и прикрыты
крышкой или козырьком. Клеммы для подключения сварочной цепи
также желательно прикрывать крышкой или ограждать защитным
козырьком.
Корпуса сварочных источников питания должны быть тщательно
заземлены. Заземление необходимо для защиты персонала-в случае
пробоя изоляции обмоток, соединенных с силовой сетью, на корпус.
Для присоединения заземляющего провода корпуса источников пи-
тания снабжены специальным болтом.
Как уже указывалось, при порче изоляции между обмотками
сварочного трансформатора вторичная обмотка его будет соединена
с силовой сетью через первичную обмотку. Во избежание возможного
при этом поражения электрическим током клемма вторичной обмотки
трансформатора, от которой идет провод к свариваемому изделию,
должна быть тщательно заземлена. Необходимо также заземлять
свариваемое изделие.
Основные правила техники безопасноети
373
Защитное заземление сварочного оборудования осуществляется
в соответствии с «Правилами устройства электротехнических уста-
новок» [50].
Напряжение холостого хода сварочных генераторов, согласно
ГОСТу 304-51, не должно превышать 80 в. Для генераторов с номи-
нальным током больше 350 а допускается напряжение холостого хода
до 90 в. В типовых сварочных генераторах, выпускаемых в СССР,
среднее напряжение холостого хода не превышает 75 в. В большин-
стве сварочных трансформа-
торов для ручной дуговой
сварки напряжение холос-
того хода обычно меньше 70 в.
Трансформаторы для автома-
тической сварки могут иметь
более высокое напряжение:
до 80—100 в в зависимости
от номинального тока транс-
форматора (ГОСТ 7012-54).
Несмотря на относительно
невысокое напряжениехолос-
того хода сварочного обору-
дования, в помещениях с
повышенной опасностью, к
которым в большинстве слу-
чаев относятся сварочные
цехи, необходимо применять
соответствующие меры за-
-3800
фиг. 202. Принципиальная схема устройства
для автоматического отключения сварочных
трансформаторов при холостом ходе:
щиты.
Применение голых прово-
дов для подвода сварочного
тока к электрододержателю
не допускается. Находя-
щиеся под напряжением
части эл ектро до держател я
должны быть надежно за-
щищены от возможности слу-
СТ — сварочный трансформатор; Др —дроссель;
Э — электрод; И —свариваемое изделие; МП—маг-
нитный пускатель с катушкой на 380 в,
ПМ-7114-Ук'-Г; Т — понижающий трансформатор
100 ва', 380/12 в\ ТПБ-100; РВ — пневматическое
реле времени на /2 в, РВП-1; С — селеновый вы-
прямитель ВС-45-60; РП — промежуточное реле
с катушкой на 55 в, РЭ-103-А; Р —двухполюсный
рубильник; П — предохранители.
чайного к ним прикоснове-
ния. Рукоятка электрододержателя должна изготовляться из
изолирующего огнестойкого материала. При смене электрода необ-
ходимо защищать руку сухой брезентовой рукавицей.
При использовании для ручной сварки трансформаторов,имеющих
напряжение холостого хода более 70 в, следует, согласно ГОСТу 95-51,
применять устройства для ограничения холостого хода, т. е. для
выключения трансформатора после прекращения сварки или длитель-
ном обрыве дуги с выдержкой времени не более 0,5 сек. [51 ].
Примером такого устройства может служить схема, разработан-
ная Центральным проектно-экспериментальным бюро Центроэлектро-
374
Основные правила эксплуатации и техники безопасности
монтажа. Принципиальная схема устройства изображена на фиг. 202.
Включение сварочного трансформатора производится через магнит-
ный пускатель МП, который, в свою очередь, приводится в действие
специальной схемой управления. Возбуждение дуги производится
путем касания электрода Э к свариваемому изделию И. Это вызовет
срабатывание пневматического реле времени РВ, катушка которого
питается от специального понижающего трансформатора Т*. Реле РВ
замкнет цепь катушки магнитного пускателя МП. Сварочный транс-
форматор СТ будет включен. Так как при этом сварочная цепь будет
замкнута (электрод замкнут на свариваемое изделие), то по цепи
пройдет ток. Падение напряжения в дросселе Др будет более 55 в, что
приведет к срабатыванию промежуточного реле РП, катушка которого
.подключена параллельно дросселю через селеновый выпрямитель С.
Нормально открытый контакт реле РП при этом замкнется и, шунти-
руя нормально закрытый контакт МП, будет удерживать включенным
реле времени РВ. При обрыве дуги или прекращении сварки напряже-
ние на дросселе будет равно нулю; катушка РП будет обесточена;
контакт РП разомкнется и выключит цепь катушки реле РВ. Послед-
нее приведет к размыканию цепи катушки магнитного пускателя МП
и выключению сварочного трансформатора с некоторой выдержкой
времени, которая может изменяться в зависимости от настройки реле
времени РВ. Выдержка времени при отключении необходима для
устранения срабатывания схемы при случайных кратковременных
обрывах дуги.
Как показал опыт эксплуатации, указанное устройство работает
достаточно четко и надежно. Вместе с тем это устройство позволяет
добиться некоторой экономии электроэнергии за счет устранения
потерь при холостом ходе трансформатора. В случае работы внутри
металлических сосудов, котлов и т. п. устройство для отключения
сварочной цепи при обрыве дуги является обязательным независимо
от величины напряжения холостого хода источника питания [51 ].
Согласно ГОСТу 7012-54, если напряжение трансформатора для
автоматической сварки превышает 80 в, то в схеме автомата также
должно быть предусмотрено устройство для отключения трансфор-
матора при холостом ходе.
Соблюдение правил устройства электрических сварочных уста-
новок и техники безопасности повышает надежность действия обо-
рудования, улучшает условия и безопасность сварочных работ. Все
это способствует лучшему использованию сварочной техники и повы-
шению производительности труда при сварке.
* Необходимо отметить, что цепь катушки реле РВ была замкнута через вто-
ричную обмотку и дроссель сварочного трансформатора еще до соприкасания элек-
трода и изделия. Однако вследствие относительно больших индуктивных сопроти-
влений обмотки трансформатора (при холостом ходе) и дросселя ток в цепи ка-
тушки РВ был очень мал. Поэтому реле РВ срабатывает только после соприка-
сания электрода и изделия.
Литература
375
ЛИТЕРАТУРА
1. Никитин В. П., Русское изобретение — электрическая дуговая сварка,
Изд. АН СССР, 1952.
2. С л а в я н о в Н. Г., Электрическая отливка металлов, Машгиз, 1955.
3. Энгель А. и Ш те н бек М., Физика и техника электрического
разряда в газах, ОНТИ, т. 1, 1935; т. II, 1936.
4. Н и к и т и н В. П., Электрические машины и трансформаторы для дуго-
вой сварки, ОНТИ, 1937.
5« Никитин В. П., Основы теории трансформаторов и генераторов для
дуговой сварки, Изд. АН СССР, 1956.
6. X р е н о в К. К-, Электрическая сварочная дуга, Машгиз, 1949.
7. Тиходеев Г. М., К теории электрической дуги большой мощности,
«Известия АН СССР, ОТН», № 3, 1953.
8. Т и х о д е е в Г. М., Энергетические свойства электрической дуги боль-
шой мощности (типа сварочной), докторская диссертация, Ленинградский поли-
технический институт, 1956.
9. Броун М. Я. иПогодин-Алексеев Г. И., Термическая теория
электросварочной дуги, Машгиз, 1951.
10. Автоматическая электродуговая сварка, под ред. Е. О. Патона, Машгиз, 1953.
11. Р а б к и н Д. М., Энергетическое исследование приэлектродных областей
мощной сварочной дуги, «Автоматическая сварка» № 2 (7), 1951.
12. Л е с к о в Г. И., Распределение потенциала в дугах открытых и под флю-
сом, «Автоматическая сварка», № 1, 1954.
13. Р а б и н о в и ч И. Я., Статические характеристики и их применение для
анализа и классификации систем автоматического регулирования дуговой сварки,
•сб. «Автоматическое регулирование дуговой сварки», Изд. АН СССР, 1953.
14. К а с п р ж а к Г. М., Щ и т о в а В. М., Структурная классификация
и сравнительный анализ систем автоматического регулирования дуговой сварки,
сб. «Автоматическое регулирование дуговой сварки», Изд. АН СССР, 1953.
15. К а с п р ж а к Г. М., А л е к и н Л. Е., Структура и методика анализа
процесса саморегулирования дуги при сварке, сб. «Автоматическое регулирование
дуговой сварки», Изд. АН СССР, 1953.
16. Р а б и н о в и ч И. Я-, Некоторые особенности работы электрооборудо-
вания для автоматической сварки в среде защитных газов, «Сварочное производство»
№ 4, 1957.
17. К а с п р ж а к Г. М., Рабинович И. Я-, Слепушкин Е. И.,
Щитова В. М., Новые схемы автоматизации сварочного электрооборудования,
брошюра, Всесоюзный ин-т научно-технической информации, Изд. АН СССР, 1957.
18. С е н а Л. П., О механизме возникновения дуги при разрыве цепи,
«Журнал экспериментальной и теоретической физики», т. 15, вып. 8, 1945.
19. Н и к и т и н В. П., Рабинович И. Я-, Исследования по свароч-
ным генераторам, Труды МММИ им. Баумана, вып. 51/3, ОНТИ, 1938.
20. Н и к и т и н В. П., Устойчивость работы источников питания электри-
ческой дуги в условиях сварки, «Известия АН СССР, ОТН», № 10, 1947.
21. 3 а р у б а И. И., Минимальное напряжение холостого хода генераторов
постоянного тока для автоматической сварки под флюсом, «Автоматическая сварка»
№ 3, 1950.
22. Е р о х и н А. А., П е т р о в А. В., Богачев М. Н., Исследования
быстропротекающих явлений в сварочной дуге при помощи киносъемки, «Автома-
тическая сварка» № 1, 1954.
23. Никитин В. П.,Рабинович И. Я., Дуга переменного тока в усло-
виях сварки, Труды МММИ им. Баумана, вып. 6, ОНТИ, 1936.
24. П а т о н Б. Е. и Л е б е д е в В. К-, Элементы расчетов цепей и аппара-
тов переменного тока для дуговой сварки, Изд. АН УССР, 1953.
25. Нейман Л. Р. и Калантаров П. Л., Теоретические основы
электротехники, Госэнергоиздат, т. II, 1954.
26. О с т а п е н к о Н. Г., Экспериментальное исследование сварочной дуги,
горящей под флюсом, Труды по автоматической сварке под флюсом, сб. № 9, 1950,
Институт электросварки АН УССР.
376
Литература
27. Бродский А. Я., Аргоно-дуговая сварка вольфрамовым электро-
дом, Машгиз, 1956.
28. К и р д о И. В., О физических процессах при повторном зажигании дуги
переменного тока, «Автоматическая сварка» № 3 (48), 1956.
29. К и р д о И. В., О механизме повторного зажигания сварочной дуги пере-
менного тока «Автоматическая сварка» № 6 (51), 1956.
30. Миткевич В. Ф., О вольтовой дуге, «Известия С.-Петербургского поли-
технического института», т. IV, 1905.
31. Михайлов Г. П., Технология сварки трехфазной дугой, Машгиз, 1952.
32. Т и м о ф е е в К. И., Режим трехфазной дуги и его поддержание, «Авто-
матическая сварка» № 6, 1953.
33. С и у н о в Н. С. и Урманов Р. Н., Основные соотношения в трех-
фазной сварочной дуге, «Электричество» № 2, 1955.
34. Рабинович И. Я-, Новый принцип автоматизации сварки трехфаз-
ной дугой, «Вестник Академии наук СССР» № 8, 1955.
35. Щитов а В. М.,Лебедев А. М., Саморегулирование трехфазной дуги
при сварке плавящимся электродом, «Электричество» № 7, 1956.
36. Петров Г. Н., Электрические машины, ч. 1. Введение. Трансформа-
торы, Госэнергоиздат, 1956; ч. 2. Коллекторные машины постоянного и перемен-
ного тока, Госэнергоиздат, 1947.
37. Ш е н ф е р К- И., Иванов А. А., Дроссель насыщения для дуговой
Сварки, «Вестник электропромышленности» № 4—5, 1943.
38. П а т о н Б. Е., Дроссель насыщения в сварочной цепи, Институт электро-
сварки АН УССР, Труды, № 5, 1949.
39. Рабинович И. Я., Применение сварочных трансформаторов в строи-
тельстве, Госстройиздат, 1954.
40. Э м д и н а С. М., Автоматическое регулирование питающей системы сва-
рочной дуги, работающей в условиях изменения напряжения сети, сб. «Автомати-
ческое регулирование дуговой сварки», Изд. АН СССР, 1953.
41. Патон Б. Е., Новая схема регулирования сварочной дуги, «Автома-
тическая сварка» № 1, 1954.
42. К а с п р ж а к Г. М., Николаев А. В., Ступенчатая компенсация
изменения напряжения сети при автоматической дуговой сварке, «Вестник электро-
промышленности» № 4, 1956.
43. Ортон, Нидхам и др., Аргоно-дуговая сварка алюминия на пере-
менном токе, «Transactions of the Institute of Welding», vol. 13, № 3, 1950.
44. Нидхам и Ортон, Сварка дугой переменного тока в аргоне при
напряжении холостого хода меньше 50 в, «Transactions of the Institute of Welding»,
№ 6, vol. 15, 1952.
45. П а т о н Б. E., 3 а в а д с к и й В. А., Импульсное зажигание дуги при
газоэлектрической и ручной дуговой сварке, «Автоматическая сварка» № 3, 1956.
46. П а т о н Б. Е., Завадский В. А., Импульсное зажигание дуги
с целью значительного снижения напряжения сварочного трансформатора, «Авто-
матическая сварка» № 4, 1954.
47. К р у г К- А., Переходные процессы в линейных электрических цепях,
Госэнергоиздат, 1948.
48. Б р а т к о в а О. Н., Динамические свойства сварочного генератора попе-
речного поля, Труды МММИ им. Баумана, вып. 54/2, Машгиз, 1938.
49. Щитов а В. М., Применение полупроводниковых выпрямителей в сва-
рочной технике, «Электричество» № 8, 1956.
50. Правила устройства электротехнических установок, вып. 2, Общая часть,
Госэнергоиздат, 1951.
51. Правила устройства электротехнических установок, Электрическая сварка,
Госэнергоиздат, 1952.
52. Справочник электрика промышленных предприятий, Госэнергоиздат, 1954.
53. Г л а г о л е в Г. И., К вопросу о нагреве и допустимых нагрузках одно-
постовых трансформаторов для ручной дуговой сварки в зависимости от усло-
вий их эксплуатации, кандидатская диссертация, МВТУ им. Баумана, 1955.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ........................................................... 3
Введение. Краткий очерк развития электрооборудования для дуговой сварки 5
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
СВОЙСТВА СВАРОЧНОЙ ДУГИ И ТРЕБОВАНИЯ К ИСТОЧНИКАМ ПИТАНИЯ
ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
Глава!. Физические основы дугового разряда и электрические характеристики
сварочной дуги . . ................................................... 13
§ 1. Основные элементы процесса и виды дуговой сварки................. 13
§ 2. Физические основы дугового разряда............................... 15
§ 3. Статические характеристики сварочной дуги........................ 24
Глава II. Особенности сварочной дуги переменного тока....................... 34
§ 1. Устойчивость и электрические характеристики дуги переменного
тока ........................................................... 34
§ 2. Анализ кривых тока и напряжения в электрической цепи перемен-
ного тока, содержащей сварочную дугу............................ 39
§ 3. Особенности дуги переменного тока в цепи с активным сопротивле-
нием ........................................................... 43
§ 4. Особенности дуги переменного тока в цепи с индуктивностью . . 46
§ 5. Трехфазная сварочная дуга........................... 51
Глава III. Устойчивость сварочной дуги и требования к статическим и дина-
мическим свойствам источников питания......................... 56
§ 1. Статическая устойчивость системы источник питания — дуга . . 56
§ 2. Устойчивость дуги и стабильность режима сварки при изменении
длины дуги...................................................... 61
§ 3. Статические характеристики систем регулирования дуги и особен-
ности работы источников питания при автоматической сварке . . . 66
§ 4. Требования к форме внешних характеристик и основной принцип
действия источников питания .................................... 74
§ 5. Динамические свойства источников питания дуги.................... 77
Глава IV. Классификация и основные технические характеристики источников
питания для дуговой сварки............................................ 83
§ 1. Основные виды источников питания и их технические характерис-
тики ........................................................... 83
§ 2. Настройка режима сварки........................................ 88
378
Оглавление
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ИСТОЧНИКИ ПИТАНИЯ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Глава V. Основы теории работы однофазных сварочных трансформаторов 95
§ 1. Основные уравнения и векторные диаграммы трансформатора . . 95
§ 2. Схемы замещения трансформаторов............................... 101
§ 3. Основные уравнения работы сварочных трансформаторов .... 104
§ 4. Регулирование тока и напряжения в сварочных трансформаторах . 108
§ 5. Классификация электромагнитных схем сварочных трансформато-
ров ............................................................ 115
Глава VI. Трансформаторы с нормальным магнитным рассеянием в комбинации
с реактивной обмоткой типа СТН...................................... 117"
§ 1. Электромагнитная схема трансформатора...................... 117
§ 2. Основные соотношения в трансформаторах типа СТН............ 118
§ 3. Регулирование режима ...................................... 12&
§ 4. Конструкция трансформаторов типа СТН и их разновидности . . 132
§ 5. Автоматическое регулирование мощных сварочных трансформато-
ров ............................................................ 145
Глава VII. Трансформаторы с отдельной реактивной катушкой-дросселем . .
§ 1. Электромагнитная схема трансформатора...................... 149
§ 2. Основные соотношения ............................. 150
§ 3. Регулирование режима ............................. 151
§ 4. Конструкция сварочных трансформаторов типа СТЭ................. 152
Глава VIII. Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием в ком-
бинации с реактивной обмоткой........................................ 157
§ 1. Электромагнитная схема трансформатора с подвижным магнитным
шунтом ......................................................... 157
§ 2. Основные соотношения в трансформаторе с увеличенным магнит-
ным рассеянием ................................................. 159
§ 3. Регулирование режима в трансформаторах с подвижными магнит-
ными шунтами ................................................... 167
§ 4. Конструкция сварочных трансформаторов с подвижным шунтом
типа СТАН ...................................................... 170
§ 5. Трансформаторы с увеличенным магнитным рассеянием и подвиж-
ными обмотками ................................................. 172
Глава IX. Многопостовые сварочные трансформаторы...................... 182
§ 1. Основные особенности многопостовой системы питания......... 182
§ 2. Схемы и конструкция многопостового трансформатора .... 184
Глава X. Специальные трансформаторы и схемы питания для сварки трехфаз-
ной дугой и двухдуговой сварки........................................ 187
§ 1. Основные соотношения в цепи, содержащей трехфазную сварочную
дугу............................................................ 188
§ 2. Принципы автоматизации и методы настройки режима трехфазной
сварочной дуги ................................................. 192
§ 3. Схемы питания трехфазной дуги и специальные трехфазные свароч-
ные трансформаторы ............................................. 199
§ 4. Сварочный трансформатор СТ-2Д............................. 204
Глава XI. Сварочные генераторы повышенной частоты и специальные аппа-
раты для улучшения устойчивости дуги переменного тока .... 208
§ 1. Сварочный преобразователь ПС-100 .......................... 208
§ 2. Осцилляторы и импульсные возбудители дуги................. 212
Оглавление 379
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ИСТОЧНИКИ ПОСТОЯННОГО ТОКА — СВАРОЧНЫЕ ГЕНЕРАТОРЫ
И ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
Глава XII. Основы теории работы сварочных генераторов................ 223
§ 1. Основной принцип действия и типовые разновидности схем свароч-
ных генераторов .............................................. 223
§ 2. Принципиальная схема сварочного генератора с независимым воз-
буждением и размагничивающей последовательной обмоткой . . 226
§ 3. Основные уравнения работы сварочного генератора........... 227
§ 4. Регулирование режима ..................................... 231
§ 5. Конструкция и схемы сварочных генераторов с независимым воз-
буждением и размагничивающей последовательной обмоткой . . 233*
§ 6. Основные свойства сварочных генераторов с независимым возбу-
ждением и размагничивающей последовательной обмоткой . . 244
Глава XIII. Основы теории переходных процессов в сварочных генераторах
постоянного тока ..................................................
§ 1. Переходные процессы в сварочных генераторах и методы их ана-
лиза ......................................................... 247
§ 2. Анализ переходных процессов в сварочных генераторах при возму-
щении по напряжению дуги...................................... 251
§ 3. Анализ процессов при переходе с холостого хода к короткому замы-
канию сварочного генератора .................................. 257
§ 4. Анализ процессов при переходе с короткого замыкания к холостому
ходу сварочного генератора ................................... 263
§ 5. Способы улучшения динамических свойств сварочных генерато-
ров ......................................................... 268-
Глава XIV. Сварочные генераторы с намагничивающей параллельной и раз-
магничивающей последовательной обмотками возбуждения .... 271
§ 1. Принципиальная схема генератора........................... 271
§ 2. Основные уравнения работы сварочного генератора........... 272
§ 3. Регулирование режима...................................... 277
§ 4. Конструкция и схемы сварочных генераторов с намагничивающей
параллельной и размагничивающей последовательной обмотками
возбуждения ..............................................• • 279
§ 5. Сварочный генератор и агрегат типа СМП-3.................. 287
§ 6. Основные свойства генераторов............................. 289
Глава XV. Сварочные генераторы с расщепленными полюсами.............. 291
§ 1. Принципиальная схема генератора........................... 291
§ 2. Основные уравнения работы сварочного генератора........... 293
§ 3. Регулирование режима...................................... 297
§ 4. Конструкция и схемы сварочных генераторов с расщепленными
полюсами ..................................................... 300
§ 5. Основные свойства генераторов с расщепленными полюсами . . . 307
Глава XVI. Сварочные генераторы поперечного поля..................... 312
§ 1. Принципиальная электромагнитная схема генератора.......... 312
§ 2. Основные уравнения работы генератора поперечного поля . . . 314
§ 3. Конструкция генераторов поперечного поля и способы регулирова-
ния их режима................................................. 321
'§ 4. Основные свойства генераторов поперечного поля if некоторые
особенности переходных процессов................................ 325
380
Оглавление
Глава XVII. Многопостовые сварочные генераторы...................... 329
§ 1. Электрическая схема и принцип действия многопостового генера-
тора ........................................................ 329
§ 2. Основные свойства многопостовых установок постоянного тока . 331
§ 3. Конструкция и схемы многопостовых преобразователей и агрега-
тов ......................................................... 333
Глава XVIII. Выпрямительные сварочные установки.................... 337
§ 1. Принцип действия и свойства типовых схем полупроводниковых
выпрямителей................................................. 337
§ 2. Конструкция и схемы выпрямительных сварочных установок . . 341
§ 3. Основные свойства выпрямительных сварочных установок . . . 348
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА УСТРОЙСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ
ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИХ УСТАНОВОК ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ
Глава XIX. Параллельная работа источи^дов питания................... 352
§ 1. Общие правила включения. Распределение тока нагрузки .... 352
§ 2. Параллельное включение сварочных трансформаторов........ 355
§ 3. Параллельное включение сварочных генераторов............. 356
Глава XX. Выбор и монтаж источников питания....................... 360
§ 1. Выбор рода тока......................................... 360
§ 2. Выбор системы питания сварочных постов................... 361
§ 3. Выбор типа источника питания............................. 362
§ 4. Выбор источника питания по мощности...................... 362
§ 5. Размещение и установка источников питания................ 363
§ 6. Устройство распределительной электрической силовой сети и ка-
нализация сварочного тока к постам........................... 364
Глава XXI. Основные правила эксплуатации и техники безопасности . . . 368
§ 1. Средневзвешенный коэффициент мощности сварочного цеха и
способы его повышения........................................ 368
§ 2. Обслуживание и уход за источниками питания............... 370
§ 3. Основные неисправности в источниках питания и методы их устра-
нения ....................................................... 371
§ 4. Основные правила техники безопасности.................... 372
Литература ......................................................... 375
Исаак Яковлевич Рабинович
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ДУГОВОЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ СВАРКИ
Редактор издательства Н. С. Степанченко
Технический редактор Б. И. Модель Корректор Л. Ф. Никифоров!,
Сдано в производство 21/1 1958 г. Подписано к печати 24/V 1958 г. Т-04848
Тираж 13 000 экз. Печ. л. 23,75. Уч.-изд. л. 25. Бум. л. 11,88. Формат 60x92/16. Зак. 22.
Типография № 6 УПП Ленсовнархоза. Ленинград, ул. Моисеенко, 10
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стра- ница Строка Напечатано Должно быть
5 8-я снизу (1854—1887) (1854—1897)
44 1-Я „ tn = G + tn “ t3 + ty
53 8-я сверху ^38 и 23
84 13-я холостого сварочного хода холостого хода сварочного
107 13 и 14-я сверху [30] (30)
232 5-я сверху 118 117
255 19-я R R,
264 6-я , djd df dip dt
291 9-я снизу представляющий представляющих
347 Табл. 13, 2-я графа, 4-я снизу 200 220
364 14-я снизу много постовых многопостовых
И. Я. Рабинович. Зак. 22.