第24卷第1期 焊接学报 VoL 24 20034 2 TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITU TION February 2003 CO2气体保护焊表面张力的过渡 张光先,邹增大,尹海,李思海 (山东大学材料科学与工程学院,济南250061) 摘要:CO气体保护焊采用短路过渡,飞溅大、成形差。在研究CO2气保焊短路过渡 理论基础上,深入研究了表面张力过渡各个阶段参数与送丝速度的关系、焊按电压与液 桥缩径状态的检测方法。研究表明,在表面张力过渡区内存在一段失控区,增加了表面 张力过渡的不确定性。随着送丝速度的变化,熔滴过渡各阶段时间颢响液桥分断时的 表面张力过渡。依据表面张力过渡对电源特性的要求,提出了两种实现方案,逆变环节 控制和输出斩波控制,并指出仅采用道变环节实现表面张力控制的局限性,研究还表明 改变表面张力过渡区的电流值可改善过渡的稳定性。研究方案在实际中得到了验证 关键词:表面张力过渡;短路过渡;输出斩波控制;逆变环节控制 中图分类号:TG444文献标识码:A文章编号:0253-360X(2003)01·80-05 张光先 0序言 1表面张力过渡过程分析及改进方法 CO2气体保护焊具有高效节能的优点。但由于 CO2气保焊采用的是短路过渡形式,且焊丝的送给1.1表面张力过渡的波形及表达式 速度与熔池的输入能量无法独立调节,故造成飞溅 典型的表面张力过渡的电流波形如图12所 大成形差的缺点。许多学者提出了很多种解决问示,整个过渡过程分为短路前期(10~1)、短路中期 题的思路和方案,比较有成效的主要为以下两(1~12)短路后期(2附近)、表面张力过渡区(n2 类:(1)改进的短路过渡形式。降低短路初期电流 r3)、燃弧前期(r~t4)、燃弧中期(~ts)、燃弧 改善短路中期的电流波形,降低短路后期电流来降后期(15~16)、基值电流区(16~) 低飞溅,施加燃弧脉冲电流来改善焊缝成形。由于 液桥分断时的焊接电流值与燃弧脉冲电流值相关, 当短路电流发生变化时,易出现燃弧能量不均匀,产 生大颗粒熔滴,电弧的稳定性及焊缝成形仍较差,不 适合全位置焊接。(2)表面张力过渡形式。主要依 靠表面张力实现熔滴过渡,基本上消除了飞溅。燃 (a) Voltage waveform 弧电流初值与短路时的电流峰值不相关,燃弧能量 基本恒定。在短路前期、后期都在几个微秒内把电 二王二-1二 流降至约50A来减小飞溅。在燃弧期施加一个脉 冲电流,保持一定熔深、熔宽及均匀一致的熔滴。这 种焊接方法在西气东输管线打底焊取得良好效果 h1 此方法适用的范围较窄,例:中.2mm焊丝,焊接电 流在180A以上,以及在干伸长变化较大时,焊接飞 tt填b6与 溅量增加,焊接稳定性被破坏 图1表面张力过渡电流电压波形示意图 作者在分析表面张力过渡特点的基础上,采用 Fig 1 Current and voltage waveform 种新的方法,提高了对干伸长的适应性,扩展了低飞 of surface tension transition 溅焊接电流范围,在理论上和实际上都有一定意义 图1中:l为最低短路电流;1为基值电流;l2 收稿日期:2002-07-15 为短路起始电流;3为短路峰值电流;为燃弧峰值 参加本项研究工作的还有李中友 201994-2009chinaAcademicJournalElectronicPublishingHouseAllrightsreservedhtp:/www.cnki.net
CO2气体保护焊表面张力的过渡 张光先 , 邹增大 , 尹 海 , 李思海3 (山东大学 材料科学与工程学院 , 济南 250061) 摘 要 : CO2 气体保护焊采用短路过渡 ,飞溅大、成形差。在研究 CO2 气保焊短路过渡 理论基础上 ,深入研究了表面张力过渡各个阶段参数与送丝速度的关系、焊接电压与液 桥缩径状态的检测方法。研究表明 ,在表面张力过渡区内存在一段失控区 ,增加了表面 张力过渡的不确定性。随着送丝速度的变化 ,熔滴过渡各阶段时间影响液桥分断时的 表面张力过渡。依据表面张力过渡对电源特性的要求 ,提出了两种实现方案 ,逆变环节 控制和输出斩波控制 ,并指出仅采用逆变环节实现表面张力控制的局限性 ,研究还表明 改变表面张力过渡区的电流值可改善过渡的稳定性。研究方案在实际中得到了验证。 关键词 : 表面张力过渡 ; 短路过渡 ; 输出斩波控制 ; 逆变环节控制 中图分类号 : TG444 文献标识码 : A 文章编号 : 0253 - 360X(2003) 01 - 80 - 05 张光先 0 序 言 CO2 气体保护焊具有高效节能的优点。但由于 CO2 气保焊采用的是短路过渡形式 ,且焊丝的送给 速度与熔池的输入能量无法独立调节 ,故造成飞溅 大、成形差的缺点。许多学者提出了很多种解决问 题的思路和方案[1 ] ,比较有成效的主要为以下两 类 : (1) 改进的短路过渡形式。降低短路初期电流 , 改善短路中期的电流波形 ,降低短路后期电流来降 低飞溅 ,施加燃弧脉冲电流来改善焊缝成形。由于 液桥分断时的焊接电流值与燃弧脉冲电流值相关 , 当短路电流发生变化时 ,易出现燃弧能量不均匀 ,产 生大颗粒熔滴 ,电弧的稳定性及焊缝成形仍较差 ,不 适合全位置焊接。(2) 表面张力过渡形式。主要依 靠表面张力实现熔滴过渡 ,基本上消除了飞溅。燃 弧电流初值与短路时的电流峰值不相关 ,燃弧能量 基本恒定。在短路前期、后期都在几个微秒内把电 流降至约 50 A 来减小飞溅。在燃弧期施加一个脉 冲电流 ,保持一定熔深、熔宽及均匀一致的熔滴。这 种焊接方法在西气东输管线打底焊取得良好效果。 此方法适用的范围较窄 ,例 : <1. 2 mm 焊丝 ,焊接电 流在 180 A 以上 ,以及在干伸长变化较大时 ,焊接飞 溅量增加 ,焊接稳定性被破坏。 作者在分析表面张力过渡特点的基础上 ,采用一 种新的方法 ,提高了对干伸长的适应性 ,扩展了低飞 溅焊接电流范围 ,在理论上和实际上都有一定意义。 收稿日期 : 2002 - 07 - 15 3 参加本项研究工作的还有李中友 1 表面张力过渡过程分析及改进方法 1. 1 表面张力过渡的波形及表达式 典型的表面张力过渡的电流波形如图 1 [2 ]所 示 ,整个过渡过程分为短路前期( t0～ t1 ) 、短路中期 ( t1～ t2 ) 、短路后期 ( t2 附近) 、表面张力过渡区 ( t2 ～t3 ) 、燃弧前期 ( t3～ t4 ) 、燃弧中期 ( t4～ t5 ) 、燃弧 后期( t5～ t6 ) 、基值电流区( t6～ t7 ) 。 图 1 表面张力过渡电流电压波形示意图 Fig. 1 Current and voltage waveform of surface tension transition 图 1 中 : I0 为最低短路电流 ; I1 为基值电流 ; I2 为短路起始电流 ; I3为短路峰值电流 ; I4为燃弧峰值 第 24 卷 第 1 期 2 0 0 3 年 2 月 焊 接 学 报 TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDIN G INSTITU TION Vol. 24 No. 1 February 2 0 0 3
第1期 张光先,等:CO2气体保护焊表面张力的过渡 81 电流;U0为燃弧电压;U1为燃弧转为短路的电压 (t2-t1)。 (4) 阀值。整个熔滴过渡过程的电流表达式为 lo 可见随着送丝速度增加,假定12-t1保持不 12+k1t U k 性。试验指出,固定n1-t0值,当送丝速度提高,会 出现顶丝现象。因此,在to~t1区间内应有t1-to UU 采用一定波形的电流来完成对液桥的压缩,形 t5~t6l1+(l4-l1 U>U 成熔滴过渡的条件。一般采用两个指标来表示这 工作过程,短路时间和电流上升曲线。液桥受到电 U>UI 式中:U为电弧电压;k为短路电流上升率;磁力的大小等于 F= KIIn(rRd rs 为短路电压上升率k2为山判定阀值:k3为燃弧式中:是液桥半径;是焊丝半径;Rc是熔池表 =73,0、4、巧5均为常数,整个系统是电流闭环收缩接触面的半径;K是一个系数;F是电磁 电流衰减率。且有1-10=70,l4-12lκ。液桥状 态的检测主要依靠对缩径处电阻变化状态的检测 (R1+R2)≈n 般采用两个方法:和法。电源的等效电路 式中:Un-1为上一个过渡周期的短路中期电压;图如图2所示 n1为上一个过渡周期的短路中期电流。 1.3短路初期(to~t1) 熔滴与熔池发生短路时,迅速将输出电流调至 o,并持续时间(n1-t0),使熔滴在熔池上平稳扩展 开来,建立稳定液桥。1-t0的长短由送丝速度、熔 滴扩展速度、焊丝、保护气体等因素决定。假设其它 条件不变,送丝速度提高时,为了保证熔滴的表面张 图2焊机电源等效电路图 力过渡条件,在12时刻应满足1≥k,其中,为缩 Fig 2 Equivalent circuit of welding machine 径长度;k为缩径长度极限值3。 图2中,R为回路等效电阻(干伸长电阻R1+ 假定在to时刻焊丝至熔池的距离为l1,焊丝在回路电缆电阻R2+液桥电阻R3);L为回路电感 短路过程中的焊丝熔化可以忽略。在12时刻的缩E为电源电压值;为回路电流。有 径长度为|≈h1-v(12-1o),其中v是送丝速度 dL (7) 要满足过渡条件必须有 201994-2009ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
电流 ; U0 为燃弧电压 ; U1 为燃弧转为短路的电压 阀值。整个熔滴过渡过程的电流表达式为 I t0～ t1 I0 U k2 t2～ t3 I0 U U1 t4～ t5 I4 U > U1 t5～ t6 I1 + ( I4 - I1 ) e - K3 t U > U1 t6～ t7 I1 U > U1 , (1) 式中 : U 为电弧电压 ; k1 为短路电流上升率 ; d U d t 为短路电压上升率 ; k2 为 d U d t 判定阀值 ; k3 为燃弧 电流衰减率。且有 t1 - t0 = T0 , t4 - t2 l K。液桥状 态的检测主要依靠对缩径处电阻变化状态的检测 , 一般采用两个方法 : d I d t 和 d u d t 法。电源的等效电路 图如图 2 所示。 图 2 焊机电源等效电路图 Fig. 2 Equivalent circuit of welding machine 图 2 中 , R 为回路等效电阻 (干伸长电阻 R1 + 回路电缆电阻 R2 + 液桥电阻 R3 ) ; L 为回路电感 ; E 为电源电压值 ; I 为回路电流。有 E = L d I d t + IR 。 (7) 第 1 期 张光先 ,等 :CO2气体保护焊表面张力的过渡 81
82 焊接学报 第24卷 1.5.1 d 取样及分析 燃弧期间断弧 1.8燃弧中期(t4~t5) 式(7)得 在燃弧中期利用脉冲燃弧电流,产生一定熔深 d⊥⊥IR (8)和熔宽,并形成一定体积的熔滴,脉冲电流值在 出值实际反映R的值由于R=R1+R2+ 随着送丝速度的增加,单位长度上焊丝的能量 R3,当干伸长很短、回路电阻很小,即R1+R2的值则会降低,为了保证形成熔滴大小一致,燃弧中期输 入的能量相应增加,即4-t5包括面积相应增加。 与R3的值相比可以忽略时,d1可以反映IR3的1.9燃弧后期(tx~t 值,即液桥电阻状态。但实际中R1+R2的值与R 燃弧电流指数衰减至基值电流,以减轻对熔池 的值相比不可以忽略,此时业不能准确地反映液的冲击。调节衰减时间的长短,可以对燃弧中期的 桥状态IR3的值。 输入能量进行补充调节,即对熔宽、熔深、熔滴大小 进行补充调节 1.52d取样及分析 1.10基值电流阶段(t6~t) 短路时取样的电弧电压 焊丝基本上不熔化,等待下一次短路条件的产 U=IR=I(R1+ R2+ Ry) 生,基值电流太小,则易断弧、熔池流动性差、焊缝表 A=1AR+=R+R23R3+8a°滴过渡。 面不光滑成形差;基值电流太大,则基值阶段形成大 由于导线电阻及干伸长电阻值的变化率很小,即2具体电路实现 an+.所以1AL=1 反映 2.1主电路选择 了液桥的电阻变化率,即液桥的状态,由式(5)可知短路 主电路采用全桥移相谐振电路,逆变频率选择 中期液桥是由粗变细的过程,且在后期是加速过程,反30kH,输出电感采用饱和电感,电感量大于 映了液桥的电阻变大的加速过程 20μH,饱和时的电感值为3μH,饱和电流为70A 1.6表面张力过渡区(t2~t3) 主电路如图3所示 焊接电流降至约50A,主要依靠表面张力的作 用将液桥分断,判定液桥分断的条件是判定电弧是 否重燃。电弧电压大于某值(约13V),则认为电弧 k 重新燃弧,熔滴过渡过程完成。 Ly 当焊接电流降至50A左右到电弧引弧前,熔滴 实际上处于一种失控状态3,在不可控的表面张力 作用下熔滴完成过渡。在此过程中有许多干扰因素 干扰熔滴过渡的完成,干扰因素中主要包括:(1)液 桥的缩径是一个可逆过程,去掉电磁力后,若送丝速 度较快,液桥会重新变粗;(2)当焊接电流增加时,熔 图3主电路形式 池体积增加,熔池振动幅值増加而频率变低,由于熔 Fig 3 Ma in loop 池的涌动而导致液桥重新变粗 Q1,Q3为超前臂;Q2,Q4为滞后臂;C1,C3为超 为此在主电路上并联一附加电路附加电路在前臂电容:C2C为滞后臂电容:Cx为抑制环流电 表面张力过渡区提供一个可控的附加电流来补偿由容:Lx为变压器回路等效漏感;Lx为饱和电感;T 于以上两个因素造成的干扰。 为变压器;AB两端为输出。Q1Q3Q2,Q4采用移 1.7燃弧前期(t~t4) 相PWM(脉宽调制)工作方式来实现电流的闭环控 由于液桥断开,焊丝端头上的残存液态金属在制。由于输出电感很小,信号大幅度变化。主电路 表面张力的作用下回收,电弧重新引燃。如果回路可等效为滑模系统41,如图4所示。KP为电压增 中能量不足或电源电压太低,会引起引弧困难或在益系数;1/(R+SL/R)为主电路等效传递函数 201994-2009ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
1. 5. 1 d I d t 取样及分析 由式(7) 得 d I d t = 1 L E - IR L 。 (8) d I d t 值实际反映 iR 的值 ,由于 R = R1 + R2 + R3 ,当干伸长很短、回路电阻很小 ,即 R1 + R2 的值 与 R3 的值相比可以忽略时 , d I d t 可以反映 IR3 的 值 ,即液桥电阻状态。但实际中 R1 + R2 的值与 R3 的值相比不可以忽略 ,此时 d I d t 不能准确地反映液 桥状态 IR3 的值。 1. 5. 2 d U d t 取样及分析 短路时取样的电弧电压 U = IR = I( R1 + R2 + R3 ) d U dt = I 9 R 9t + R 9 I 9t = I 9 R1 9t + 9 R2 9t + 9 R3 9t + R 9 I 9t 。 (9) 由于导线电阻及干伸长电阻值的变化率很小 ,即 9 R3 9 t >> 9 R1 9 t + 9 R2 9 t ,所以 , d U d t ≈ I 9 R3 9 t , d U d t 反映 了液桥的电阻变化率 ,即液桥的状态 ,由式(5) 可知短路 中期液桥是由粗变细的过程 ,且在后期是加速过程 , 反 映了液桥的电阻变大的加速过程。 1. 6 表面张力过渡区( t2～ t3 ) 焊接电流降至约 50 A ,主要依靠表面张力的作 用将液桥分断 ,判定液桥分断的条件是判定电弧是 否重燃。电弧电压大于某值(约 13 V) ,则认为电弧 重新燃弧 ,熔滴过渡过程完成。 当焊接电流降至 50 A 左右到电弧引弧前 ,熔滴 实际上处于一种失控状态[3 ] ,在不可控的表面张力 作用下熔滴完成过渡。在此过程中有许多干扰因素 干扰熔滴过渡的完成 ,干扰因素中主要包括 : (1) 液 桥的缩径是一个可逆过程 ,去掉电磁力后 ,若送丝速 度较快 ,液桥会重新变粗 ; (2) 当焊接电流增加时 ,熔 池体积增加 ,熔池振动幅值增加而频率变低 ,由于熔 池的涌动而导致液桥重新变粗。 为此 ,在主电路上并联一附加电路 ,附加电路在 表面张力过渡区提供一个可控的附加电流来补偿由 于以上两个因素造成的干扰。 1. 7 燃弧前期( t3～ t4 ) 由于液桥断开 ,焊丝端头上的残存液态金属在 表面张力的作用下回收 ,电弧重新引燃。如果回路 中能量不足或电源电压太低 ,会引起引弧困难或在 燃弧期间断弧。 1. 8 燃弧中期( t4～ t5 ) 在燃弧中期利用脉冲燃弧电流 ,产生一定熔深 和熔宽 ,并形成一定体积的熔滴 ,脉冲电流值在 400 A 以上。 随着送丝速度的增加 ,单位长度上焊丝的能量 则会降低 ,为了保证形成熔滴大小一致 ,燃弧中期输 入的能量相应增加 ,即 t4 - t5 包括面积相应增加。 1. 9 燃弧后期( t5～ t6 ) 燃弧电流指数衰减至基值电流 ,以减轻对熔池 的冲击。调节衰减时间的长短 ,可以对燃弧中期的 输入能量进行补充调节 ,即对熔宽、熔深、熔滴大小 进行补充调节。 1. 10 基值电流阶段( t6～ t7 ) 焊丝基本上不熔化 ,等待下一次短路条件的产 生 ,基值电流太小 ,则易断弧、熔池流动性差、焊缝表 面不光滑成形差 ;基值电流太大 ,则基值阶段形成大 滴过渡。 2 具体电路实现 2. 1 主电路选择 主电路采用全桥移相谐振电路 ,逆变频率选择 30 kHz , 输 出 电 感 采 用 饱 和 电 感 , 电 感 量 大 于 20μH ,饱和时的电感值为 3μH ,饱和电流为 70 A。 主电路如图 3 所示。 图 3 主电路形式 Fig. 3 Main loop Q1 ,Q3 为超前臂 ;Q2 ,Q4 为滞后臂 ;C1 ,C3 为超 前臂电容 ;C2 ,C4 为滞后臂电容 ;CX 为抑制环流电 容 ; L X 1 为变压器回路等效漏感 ; L X 2 为饱和电感 ; T 为变压器 ; AB 两端为输出。Q1 ,Q3 ,Q2 ,Q4 采用移 相 PWM (脉宽调制) 工作方式来实现电流的闭环控 制。由于输出电感很小 ,信号大幅度变化。主电路 可等效为滑模系统[4 ] ,如图 4 所示。 KP 为电压增 益系数 ; 1/ ( R + SL / R ) 为主电路等效传递函数 ; 82 焊 接 学 报 第 24 卷
第1期 张光先,等:CO2气体保护焊表面张力的过渡 83 IGBT关断K4为零位,开通时K为1位;g为给 定电流,K在1位置,对应系统电流最大上升率, Additional circuit Kq在0位置,对应系统电流最大下降率。系统的响 应速度取决于L/R的值。根据式(1),焊接电源静 Q 特性应满足输出电流范围lo~l4或l1~l4;电源动 特性应满足输出电流快速上升和下降的要求。燃弧 时,由于R较大,L/R很小,很容易满足动特性要 图6输出斩波控制方式电路 求。短路时,R较小,较难满足液桥分断时对动特 Fig 6 Output control's circuit 性的要求 计一支路并联在Q上,用于控制表面张力过渡区的 电流。在燃弧状态,系统时间常数同逆变环节控制相 I/R+SL/R) 同,但在液桥分断时,Q断开,回路电阻很大,系统时 间常数L/R变得很小。所以电流下降很快,这种方式 Current controll 中滤波电感L可以选择较大值,以增加电弧稳定性。 采用输出侧斩波方式输出电流、电压波形如 图4系统等效控制框图 图7所示试验条件是中.2mm焊丝,焊接电流为 Fig 4 Equivalent control block of system 160A。 2.2逆变环节控制方式 液桥的能量是在分断前100~200μs时间内的 积累值1),因此系统的时间常数应小于100 200μs,液桥的短路电阻约为R=0.029,那么,要 保证液桥分断时的电流在分断前快速下降,L的值 应在2~4uH左右,仅利用逆变侧对输出电流进行 控制的方式是很难满足动特性要求 在实际中,L采用饱和电感,饱和电流值取 70A这种控制方式可以降低大部分飞溅。在液桥 图7输出斩波方式焊接电流电压波形 断开时,电流较大,仍存在一定量的飞溅,过渡波形 如图5所示,其中a点处是液桥分断时刻。试验条 waveform in output control mode 件是内.2mm焊丝,焊接电流为160A。 2.4几个问题的讨论 2.4.1 dIL 的判定 24 L的判定有软件判定法和硬件判定法。 4的判定允许时间是100s左右,硬件法的判定 速度快,但易受回路电流及电感的影响。软件法采 用高速的AD转换芯片计算多次山来判定缩径 68101214161820 状态,可防止回路电流及感抗引起的影响。 图5逆变环节控制时焊接电流电压波形 2.4.2表面张力过渡区补偿 Fig 5 Welding current and voltage waveform 图6中的附加支路用于表面张力过渡区的补 in invertloop control mode 偿,该电路可以补偿过渡区内的电流波形,以达到补 2.3输出斩波控制方式 偿送丝速度、干伸长变化引起的熔滴过渡变化的影 输出控制方式电路如图6所示。 响。由于是电流控制,燃弧电流是不变的。干伸长 图6中,A、B接图3中的A、B。采用大功率开变长可明显使熔化速度加快,熔滴变大;干伸长变 关管Q串接输出电路中,进行输出侧直接控制。设短,熔化速度变慢,熔滴变小,过渡困难。补偿后的 201994-2009ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
IGBT 关断 Kq 为零位 ,开通时 Kq 为 1 位 ; Ig 为给 定电流 , Kq 在 1 位置 ,对应系统电流最大上升率 , Kq 在 0 位置 ,对应系统电流最大下降率。系统的响 应速度取决于 L / R 的值。根据式 (1) ,焊接电源静 特性应满足输出电流范围 I0～ I4 或 I1～ I4 ;电源动 特性应满足输出电流快速上升和下降的要求。燃弧 时 ,由于 R 较大 , L / R 很小 ,很容易满足动特性要 求。短路时 , R 较小 ,较难满足液桥分断时对动特 性的要求。 图 4 系统等效控制框图 Fig. 4 Equivalent control block of system 2. 2 逆变环节控制方式 液桥的能量是在分断前 100～200μs 时间内的 积累值[2 ] , 因此系统的时间常数 应 小 于 100 ～ 200μs ,液桥的短路电阻约为 R = 0. 02 Ω,那么 ,要 保证液桥分断时的电流在分断前快速下降 , L 的值 应在 2～4μH 左右 ,仅利用逆变侧对输出电流进行 控制的方式是很难满足动特性要求。 在实际中 , L 采用饱和电感 ,饱和电流值取 70 A。这种控制方式可以降低大部分飞溅。在液桥 断开时 ,电流较大 ,仍存在一定量的飞溅 ,过渡波形 如图 5 所示 ,其中 a 点处是液桥分断时刻。试验条 件是 <1. 2 mm 焊丝 ,焊接电流为 160 A。 图 5 逆变环节控制时焊接电流电压波形 Fig. 5 Welding current and voltage waveform in invert2loop control mode 2. 3 输出斩波控制方式 输出控制方式电路如图 6 所示。 图 6 中 , A 、B 接图 3 中的 A 、B 。采用大功率开 关管Q串接输出电路中 ,进行输出侧直接控制 。设 图 6 输出斩波控制方式电路 Fig. 6 Output control’s circuit 计一支路并联在 Q 上 ,用于控制表面张力过渡区的 电流。在燃弧状态 ,系统时间常数同逆变环节控制相 同 ,但在液桥分断时 ,Q 断开 ,回路电阻很大 ,系统时 间常数 L/ R 变得很小。所以电流下降很快,这种方式 中滤波电感 L 可以选择较大值 ,以增加电弧稳定性。 采用输出侧斩波方式输出电流、电压波形如 图 7 所示。试验条件是 <1. 2 mm 焊丝 ,焊接电流为 160 A。 图 7 输出斩波方式焊接电流电压波形 Fig. 7 Welding current and voltage waveform in output control mode 2. 4 几个问题的讨论 2. 4. 1 d U d t 的判定 d U d t 的判定有 软 件 判 定 法 和 硬 件 判 定 法。 d U d t 的判定允许时间是 100μs 左右 ,硬件法的判定 速度快 ,但易受回路电流及电感的影响。软件法采 用高速的 A/ D 转换芯片 ,计算多次 d U d t 来判定缩径 状态 ,可防止回路电流及感抗引起的影响。 2. 4. 2 表面张力过渡区补偿 图 6 中的附加支路用于表面张力过渡区的补 偿 ,该电路可以补偿过渡区内的电流波形 ,以达到补 偿送丝速度、干伸长变化引起的熔滴过渡变化的影 响。由于是电流控制 ,燃弧电流是不变的。干伸长 变长可明显使熔化速度加快 ,熔滴变大 ;干伸长变 短 ,熔化速度变慢 ,熔滴变小 ,过渡困难。补偿后的 第 1 期 张光先 ,等 :CO2气体保护焊表面张力的过渡 83
84 第24卷 电流电压波形如图8所示。试验条件是刺2m4结论 焊丝,焊接电流为220A。 (1)消除干伸长、回路电阻对电弧状态判定的 影响,可明显提高表面张力过渡的稳定性 (2)在液桥分断时,输出斩波方式比逆变环节控 制方式具有更好的动特性,使液桥分断时,电流快速降 至50A左右熔滴主要在表面张力作用下完成过渡 参考文献 []王伟,曹阳,朱六妹.CO2焊短路过渡过程控制策略及实施 方案探悉[]电焊机,200131(3):8~12. 图8补偿后的电流电压波形 [2]林肯公司.控制短路型焊接系统的方法和装置[P].中国专利: FIg& Output ventage and current B23K9/09,1987-04-10 waveform with compensation [3]王其隆弧焊过程质量实时传感与控制[M]北京:机械工业出 版社,2000.26~31 3实际应用 [4 Malesani L. Performance optr mization of cuk converters by sliding mode control[J]. IEEE Trans Electronics, 1995,10(3) 302~309 利用该设计己经成功地制成350A型样机,在中 国管道公司试用。焊机用于061m天然气管道打作者简介:张光先,男,1965年出生,副教授博士研究生。主要 底焊,采用刺.2mm焊丝、焊接电流70~160A时飞溅从事逆变弧焊电源的开发与应用。获省级科技进步奖5项,发表论 极小、在200A以上飞溅量稍大,受到较高的评价。 Email:zex@sdu.edu.cn 上接第79页] 通过计算机仿真,可以很快看出所设计的系统 短路过渡CO2焊接动态过程焊接电流、电压波结构及其参数的影响规律,进一步调整结构及其参 形与内环电流源的结构及其参数设计有关。内环的数,达到理想效果。 主要指标是输出对输入跟随性能好,超调小。在优 化设计内环的条件下,燃弧过程的稳定性取决于电4结论 压环的结构及其参数;短路过程的稳定性取决于短 路电流的变化过程,即取决于短路电流目标信号。 (1)提出了CO2焊接过程平衡长度的概念 CO2焊接逆变电源-电弧系统的结构与参数设计决CO2焊接过程平衡长度的变化范围必须是大于零 定系统性能优良,影响焊接过程的稳定性、焊接飞溅最大值为几毫米的数量程度 大小、焊缝成形、焊接质量。文中给出了一个波形控 (2)建立的逆变弧焊电源控制结构是合理的 制CO2焊接逆变电源的系统结构在此结构的基础通过仿真揭示了波形控制CO2焊接参数的动态变 上,调节结构参数进行计算机仿真。通过仿真可以化过程 看出参数变化对CO2焊接逆变电源电弧系统动 态过程的影响规律。从文中给出的系统仿真模型及参考文献 其仿真输出波形可以看出,系统结构是合理的焊接(1殷树言,邵洁廉CO2焊接技术及应用M.哈尔滨哈尔滨工 参数波形达到了预期效果。短路开始时刻,短路电 业大学出版社,1992.75~84 流阶跃上升,促进短路液桥形成缩颈;之后降低短路 ]潘际銮.现代弧焊控制[M].北京:机械工业出版社,2000.3 电流上升速度控制短路液桥爆断的能量控制焊接 飞溅;燃弧开始时刻电弧电压最大,有利于再燃弧,作者简介:杭争翔,男,1961年8月出生,副教授博士研究生。 之后电弧电压与电弧电流下降过程符合熔滴形成与主要研究方向是焊接电源焊接工艺及焊接过程自动化。发表论文 电弧长度减小的规律;最后在电弧电压与电流最低10余篇 点由电弧状态转入短路状态,有利于熔滴短路过渡。Fmi:hangar618l@sma.com.cn 201994-2009ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
电流电压波形如图 8 所示。试验条件是 <1. 2 mm 焊丝 ,焊接电流为 220 A。 图 8 补偿后的电流电压波形 Fig. 8 Output voltage and current waveform with compensation 3 实际应用 利用该设计已经成功地制成 350 A 型样机 ,在中 国管道公司试用。焊机用于 <1 061 mm天然气管道打 底焊 ,采用 <1. 2 mm焊丝、焊接电流 70～160 A 时飞溅 极小、在 200 A 以上飞溅量稍大 ,受到较高的评价。 4 结 论 (1) 消除干伸长、回路电阻对电弧状态判定的 影响 ,可明显提高表面张力过渡的稳定性。 (2) 在液桥分断时 ,输出斩波方式比逆变环节控 制方式具有更好的动特性 ,使液桥分断时 ,电流快速降 至 50 A 左右 ,熔滴主要在表面张力作用下完成过渡。 参考文献 : [ 1 ] 王 伟 ,曹 阳 ,朱六妹. CO2 焊短路过渡过程控制策略及实施 方案探悉[J ]. 电焊机 ,2001 ,31 (3) :8～12. [2 ] 林肯公司. 控制短路型焊接系统的方法和装置[ P]. 中国专利 : B23 K9/ 09 ,1987 - 04 - 10. [3 ] 王其隆. 弧焊过程质量实时传感与控制[ M]. 北京 :机械工业出 版社 ,2000. 26～31. [ 4 ] Malesani L. Performance opti2mization of cuk converters by sliding mode control[J ] . IEEE Trans. Power Electronics ,1995 ,10 (3) : 302～309. 作者简介 : 张光先 ,男 ,1965 年出生 ,副教授 ,博士研究生。主要 从事逆变弧焊电源的开发与应用。获省级科技进步奖 5 项 ,发表论 文 20 余篇。 Email : zgx @sdu. edu. cn [上接第 79 页] 短路过渡 CO2 焊接动态过程焊接电流、电压波 形与内环电流源的结构及其参数设计有关。内环的 主要指标是输出对输入跟随性能好 ,超调小。在优 化设计内环的条件下 ,燃弧过程的稳定性取决于电 压环的结构及其参数 ;短路过程的稳定性取决于短 路电流的变化过程 ,即取决于短路电流目标信号。 CO2 焊接逆变电源 - 电弧系统的结构与参数设计决 定系统性能优良 ,影响焊接过程的稳定性、焊接飞溅 大小、焊缝成形、焊接质量。文中给出了一个波形控 制 CO2 焊接逆变电源的系统结构 ,在此结构的基础 上 ,调节结构参数 ,进行计算机仿真。通过仿真可以 看出参数变化对 CO2 焊接逆变电源 - 电弧系统动 态过程的影响规律。从文中给出的系统仿真模型及 其仿真输出波形可以看出 ,系统结构是合理的 ,焊接 参数波形达到了预期效果。短路开始时刻 ,短路电 流阶跃上升 ,促进短路液桥形成缩颈 ;之后降低短路 电流上升速度 ,控制短路液桥爆断的能量 ,控制焊接 飞溅 ;燃弧开始时刻电弧电压最大 ,有利于再燃弧 , 之后电弧电压与电弧电流下降过程符合熔滴形成与 电弧长度减小的规律 ;最后在电弧电压与电流最低 点由电弧状态转入短路状态 ,有利于熔滴短路过渡。 通过计算机仿真 ,可以很快看出所设计的系统 结构及其参数的影响规律 ,进一步调整结构及其参 数 ,达到理想效果。 4 结 论 (1) 提出了 CO2 焊接过程平衡长度的概念 , CO2 焊接过程平衡长度的变化范围必须是大于零 , 最大值为几毫米的数量程度。 (2) 建立的逆变弧焊电源控制结构是合理的 , 通过仿真揭示了波形控制 CO2 焊接参数的动态变 化过程。 参考文献 : [ 1 ] 殷树言 ,邵清廉. CO2 焊接技术及应用[ M]. 哈尔滨 :哈尔滨工 业大学出版社 ,1992. 75～84. [ 2 ] 潘际銮. 现代弧焊控制[ M]. 北京 :机械工业出版社 ,2000. 3～ 9. 作者简介 : 杭争翔 ,男 ,1961 年 8 月出生 ,副教授 ,博士研究生。 主要研究方向是焊接电源、焊接工艺及焊接过程自动化。发表论文 10 余篇。 Email : hangzx6181 @sina. com. cn 84 焊 接 学 报 第 24 卷
2003,Vol.24,No.I TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITU TION length is put forward. The balance length should be designed between 0 Abstract Based on the macroscale and microscale mechanics me- mm and several millimeters (this numencal value is accordance to the thod a research on fatigue damage evolution of welded joint is conduct welding parameter). A type of wave-controlled CO] are welding inverter ed. The propagation trace of fatigue crack in welded joint is considered to arc is simulated to disclose the effect of the inverterarc system control be with a fractal characteristic within certain scale range, By use of frac- parameters on the CO2 welding process for optimizing the system design tal is established Key words are welding; carbon dioxide; power source; simulation in which the fracture mechanics theory is connected with fatigue damage evolution. An expression of fractal effective stress intensity and a equa Surface tension transformtion in (O, are welding ZHAN G Guang- ion of fatigue damage evolution are given. A new quantitative method is xian( Shandong University, Jinan 250061, China), ZOU Zeng-da, Yin provided for describing the characteristics on fatigue crack surfaces of Hai, LI sihai Li Zhong you. p80-84 Abstract The short-circuit transformation is always adopted in COz Key words :welded joint; fatigue damage; fractal model are welding process, which has disadvantages of high spatter and bad welding formation. Basing on the study of short-circuit transformation in Control system for electron beam scan GUO Guang- yao( Key Labor lgh Energy Density Beam Processin ters in each phase in surface tension tranformation(STT)and the wire Aeronautical Manufacturing Techology Research Institute, Beijing feed The method to test the welding voltage and the state of liquid 100024, China) LIU Fang jun, HAN Rurqing p91-93 bridge is also presented in this paper, The results show that th Abstract A flexible programmable electron beam deflection system out of control before liquid bridge breading, which increases th proposed which enables an electron beam to be controlled externally to ty of STT. with the variety of wire feed speed the interval of se a spot. With this system it is poss ble to produce calculate and oont rol of droplet transformation has a great influence on the breaking state most any desired deflecting figures in which each case comprises several liquid bridges. According to the requirement to the welding power individual spots. The gradient of temperature can be precisely adjusted STT, two designs, invert-loop control mode and output cont rol mode within very narrow tolerance. The system may be readily fitted to exist- ive been pre-sented. The limitation of the invert-loop control mode in ing electron beam units and is suitable for electron beam welding, hard- STT control is also put forward. The result shows that by adjusting the ening remelting surfacing and brazing current in each phase can improve the stability of the transformation in Key words electron beam; welding; brazing; scanning control STT. The project has been validated by experiment Key words :surface tension transformation; shorf circuit tiansfornar Effect of loading rate on mec hanical properties and fracture toughness tion; outat control invert-loop control of structural steel ZHAN GLi( Welding Division, College of Materr al Science and Engineering, Tianjin University, Tianjin 30072, China) Welda bility of activating flux in A-TIG welding for mild steel ZHANG Yurfeng, HUO Lrxing p94-96 HANG Rur hua( Gansu University of technology, Lanzhou 730050 Abstract: The dynamic tenson and fracture toughness tests on structural steels( 16Mn and Q235B steel)were carried out at room temr Abstract: The welding technology test is conducted by using actr perature, the results show that: for 16Mn and Q235B steel, both the vating flux of A- TIG welding tor mild steels. Evaluation includes appear yield strength and tensile strength increase and the plastic properties of the two kinds of material decrease a little under dynamic loading. The ical compositions of weld and base materal and mechanical properties toughness of the base metal and welded joints of 16Mn steel under dy The results indicate that the penetration has been increased 3 times cor namic loading is higher than under static loading at room temperature pared with the conventional TIG welding and for the plates of 12 mr The fracture toughness of welded joints for Q235B steel is poor unde thick the full penetration can be get in a single static loading at room temperature Dynamic loading has great effect on preparation. The appearance of weld is fine there is no effect on the mi- ss of base metal. The fracture toughness of base rostructure, the chemical compositions and mechanical properties. Weld- metal of Q235B under dynamic loading decreases to one fourth the ing current travel speed, are length, coating quantity and type of shidld toughness under static lording. All of the results show that the resis- ing gas have effect on penetration. tance to dynamic load such as earthquake of Q235B steel is rather poor Key words A- TIG welding; mild steel flux; weldability level toughness, the tensile prorperty of material should be considered ractal d elded j when studying the fracture behavior under dynamic loading WU Hurzhi( Nanjing University of Aeronautics and Astronautics Key words :dynamic loading:; fracture toughness; earthquake ress Nanjing 210016, China)Guo Harding, Gao De-ping. p88-90 fracture behavior 201994-2009ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp:/www.cnki.net
length is put forward. The balance length should be designed between 0 mm and several millimeters (this numerical value is accordance to the welding parameter) . A type of wave2controlled CO2 arc welding inverter2 arc is simulated to disclose the effect of the inverter2arc system control parameters on the CO2 welding processfor optimizing the system design. Key words :arc welding ; carbon dioxide ; power source ; simulation Surface tension transformation in CO2 arc welding ZHAN G Guang2 xian( Shandong University ,Jinan 250061 , China) , ZOU Zeng2da , YIN Hai ,L I si2hai ,Li Zhong2you. p80～84 Abstract :The short2circuit transformation is always adopted in CO2 arc welding process , which has disadvantages of high spatter and bad welding formation.Basing on the study of short2circuit transformation in CO2 arc welding ,the paper presented the relation between the parame2 ters in each phase in surface tension tranformation (STT) and the wire feed. The method to test the welding voltage and the state of liquid bridge is also presented in this paper. The results show that the droplet is out of control before liquid bridge breading ,which increases the unstabli2 ty of STT. With the variety of wire feed speed ,the interval of each phase of droplet transformation has a great influence on the breaking state of liquid bridges. According to the requirement to the welding power in STT ,two designs ,invert2loop control mode and output control mode , have been pre2sented. The limitation of the invert2loop control mode in STT control is also put forward. The result shows that by adjusting the current in each phase can improve the stability of the transformation in STT. The project has been validated by experiment. Key words :surface tension transformation ; shorf circuit tiansforna2 tion ; outpat control ; invert2loop control Weldability of activating flux in A2TIG welding for mild steel ZHAN G Rui2hua ( Gansu University of technology , Lanzhou 730050 , China) ,FAN Ding . p85～87 ,90 Abstract :The welding technology test is conducted by using acti2 vating flux of A2TIG welding for mild steels. Evaluation includes appear2 ance of weld ,effect of flux on penetration ,microstructure of weld ,chem2 ical compositions of weld and base material and mechanical properties. The results indicate that the penetration has been increased 3 times com2 pared with the conventional TIG welding and for the plates of 12 mm thick the full penetration can be get in a single pass without groove preparation. The appearance of weld is fine ,there is no effect on the mi2 crostructure ,the chemical compositions and mechanical properties. Weld2 ing current ,travel speed ,arc length ,coating quantity and type of shidld2 ing gas have effect on penetration. Key words :A2TIG welding ; mild steel ; flux ; weldabilit y Fractal damage evolution model of low2cycled fatigue in welded joint WU Hua2zhi (Nanjing University of Aeronautics and Astronautics , Nanjing 210016 ,China) Guo Hai2ding , Gao De2ping. p88～90 Abstract :Based on the macroscale and microscale mechanics me2 thod ,a research on fatigue damage evolution of welded joint is conduct2 ed. The propagation trace of fatigue crack in welded joint is considered to be with a fractal characteristic within certain scale range.By use of frac2 tal geometry theory ,a model of fatigue crack propagation is established , in which the fracture mechanics theory is connected with fatigue damage evolution. An expression of fractal effective stress intensit y and a equa2 tion of fatigue damage evolution are given. A new quantitative method is provided for describing the characteristics on fatigue crack surfaces of welded joint from microscale. Key words :welded joint ; fatigue damage ; fractal model. Control system for electron beam scan GUO Guang2yao ( Key Labo2 ratory of High Energy Density Beam Processing Technology , Bejjing Aeronautical Manufacturing Technology Research Institute , Beijing 100024 ,China) ,L IU Fang2jun ,HAN Rui2qing. p91～93 Abstract :A flexible programmable electron beam deflection system is proposed which enables an electron beam to be controlled externally to a spot. With this system it is possible to produce ,calculate and control al2 most any desirded deflecting figures in which each case comprises several individual spots. The gradient of temperature can be precisely adjusted within very narrow tolerance. The system may be readily fitted to exist2 ing electron beam units and is suitable for electron beam welding ,hard2 ening remelting ,surfacing and brazing. Key words :electron beam ; welding ; brazing ; scanning control Effect of loading rate on mechanical properties and fracture toughness of structural steel ZHAN GLi (Welding Division ,College of Materi2 al Science and Engineering , Tianjin University , Tianjin 30072 ,China) , ZHAN G Yu2feng ,HUO Li2xing. p94～96 Abstract : The dynamic tension and fracture toughness tests on structural steels(16Mn and Q235B steel) were carried out at room tem2 perature ,the results show that : for 16Mn and Q235B steel , both the yield strength and tensile strength increase and the plastic properties of the two kinds of material decrease a little under dynamic loading. The toughness of the base metal and welded joints of 16Mn steel under dy2 namic loading is higher than under static loading at room temperature. The fracture toughness of welded joints for Q235B steel is poor under static loading at room temperature. Dynamic loading has great effect on the fracture toughness of base metal. The fracture toughness of base metal of Q235B under dynamic loading decreases to one fourth the toughness under static loa2ding. All of the results show that the resis2 tance to dynamic load such as earthquake of Q235B steel is rather poor. From the research in this paper ,we can conclude that for material of low level toughness , the tensile pro2perty of material should be considered when studying the fracture behavior under dynamic loading. Ⅶ Key words :dynamic loading ; fracture toughness; earthquake resis2 tance ; fracture behavior 2003 ,Vol. 24 ,No. 1 TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDIN G INSTITU TION