При эксплуатации КМ на предприятиях иногда появ­ляется необходимость некоторой переделки машины с целью приспособления ее для сварки нового изделия или даже изготовления новой специальной машины собствен­ными силами. При этом возникают, например, вопросы: в какой мере можно увеличить мощность (запасаемую энергию) машины и какие переделки разрядной цепи, включая сварочный трансформатор, это вызовет; можно ли использовать в данной КМ сварочный трансформатор от машины другого типа и т. д. Эти вопросы поможет ре­шить рассматриваемый ниже инженерный метод расчета батареи конденсаторов и сварочного трансформатора по заданному из технологических соображений импульсу сва­рочного тока.

Существуют различные методы расчета батарей кон­денсаторов и сварочных трансформаторов КМ, при кото­рых исходят из требуемого для сварки количества энергии. Во ВНИИЭСО разработан и в течение многих лет успешно применяется метод расчета КМ на заданный импульс сва­рочного тока. Этот метод наиболее целесообразен, так как учитывает весьма важное технологическое требование об определенном распределении энергии во времени, задавае­мом исходным импульсом сварочного тока. Метод является сравнительно простым и обеспечивает достаточную для 58

практики точность результатов. При разработке указанно­го метода расчета были приняты те же допущения, что и в других известных работах по анализу электромагнитных процессов в разрядной цепи КМ: магнитная проницаемость магнитопровода сварочного трансформатора и, следова­тельно, сопротивление, индуктивность рассеяния и взаим­ная индуктивность считались постоянными в процессе раз­ряда конденсаторов. Кроме того, при анализе процесса разряда не учитывался намагничивающий ток іц, что зна­чительно упростило расчет.

В магнитопроводе типичного сварочного трансформато­ра КМ, не имеющем воздушного зазора и перемагничнвае- мом в каждом цикле за счет изменения направления токов в обмотках, максимальная индукция не превышает значе­ния 2,3 Тл (в том числе остаточная индукция 0,6 Тл). При этом условии ток 1ц составляет не более 5% первичного (разрядного) тока ц в момент достижения последним мак­симального значения. Доля тока £ц относительно и абсо­лютно возрастает лишь на последней стадии основной по­луволны тока 11, т. е. уже после завершения формирования сварочного соединения в процессе сварки. Таким образом, током 1ц практически можно пренебречь ввиду незначи­тельного его влияния на фронт импульса тока tb т. е. на амплитудное значение тока /]а и время его нарастания до амплитуды Та.

При указанных выше допущениях, т. е. при рассмотре­нии разрядной цепи КМ как линейной системы, уравнение процесса разряда конденсаторов имеет вид:

J hdt + L" ff - + R"i2 = 0. (3.21)

где С"н — емкость батареи конденсаторов; L" — индуктив­ность рассеяния и R" — активное сопротивление разрядной цепи машины; i2— вторичный ток; двумя штрихами здесь и далее обозначены величины, приведенные по вторичному контуру машины. При колебательном разряде, имеющем место практически в большинстве КМ, решения уравнений для вторичного тока г2 и напряжения на конденсаторах ыс принимают вид

h = U^f£e-b‘srmt- uc=^£Le~usin(«rf + Y). (3.22; 3.23)

где U"со — начальное (максимальное) напряжение на кон­денсаторах; Ъ — коэффициент затухания процесса разряда; о — угловая частота собственных колебаний разрядной це­пи; у=(о7’2а — параметр, характеризующий процесс разря-

да; Т2а — время нарастания вторичного тока до амплитуд­ного значения; 5іпу = “ VL"C"H.

С учетом граничных условий из вышеприведенных урав­нений выводятся различные соотношения параметров про­цесса разряда, из которых выберем те, которые исполь­зуются при инженерном расчете основных элементов раз­рядной цепи:

5 = ^; Tia = ^l-; (3.24; 3.25>

/га=2cos Y exp (— Y Ctg Y); cos y = 8 VU'C"^,

(3.26; 3.27)

•=Vr(3,28; 3.29) где F (у) = sin у{2 cos y+exp [— (л—y) ctg y]}.

Выражение (3.29) для максимального магнитного по­тока ФШах получено при допущении, что напряжение UC полностью уравновешивается наводимой в первичной об­мотке ЭДС. На рис. 3.2 представлены графики некоторых функций от cosy, входящих в вышеприведенные формулы. Использование этих графиков значительно сокращает вре­мя расчетов. Исходными данными для расчета являются амплитудное значение номинального импульса сварочного тока /2а и время его нарастания до амплитуды Т2а, пара­метры машины R" и L", начальное напряжение на кон­денсаторах Uco и длительность сварочного цикла Ти при за­данной производительности машины.

Параметры номинального импульса сварочного тока определяются в зависимости от материала и наибольшей толщины деталей, для сварки которых предназначается проектируемая машина. Эти параметры находятся при от­работке исходных режимов сварки на макете или сущест­вующей КМ либо рассчитываются методом подобия подан­ным известных режимов сварки деталей из данного мате­риала другой толщины. Номинальный импульс тока явля­ется наибольшим в диапазоне импульсов данной машины и определяет сечения всех токоведущих элементов силовой части и магнитопровода сварочного трансформатора, а так­же выбор коммутирующих элементов.

Параметры машины R" и L" зависят в основном от размеров вылета и раствора сварочного контура, опреде­ляемых габаритами свариваемого изделия, и от сечения его элементов. Трудность определения исходных значений R" и L" обусловливает необходимость проведения расчета в два этапа. При ориентировочном расчете эти параметры определяются приблизительно путем сравнения проекти­руемой машины с существующей, имеющей примерно та­кой же сварочный контур и известные данные опыта ко­роткого замыкания на токе частотой 50 Гц. При этом величина L" проектируемой машины принимается пример­но равной L" машины-прототипа (зависимость L" от экви­валентной частоты импульса тока не учитывается). Состав­ляющими параметрами R" являются активное сопротивле­ние машины R"3 при эквивалентной частоте тока /э=4/7’2а и сопротивление свариваемых деталей RA. При низких ча­стотах (6—60 Гц в большинстве КМ) зависимость актив­ного сопротивления от частоты может с приемлемой по­грешностью считаться линейной и это сопротивление для проектируемой машины может быть определено интерполи­рованием: R"3 = R"t,.t+(R"k.3— Я"п. т)/э/50, где R"nT и

R"к. з — соответственно сопротивления машины-прототипа постоянному току и при коротком замыкании на частоте 50 Гц. Сопротивление Rn может значительно изменяться в процессе сварки, однако ввиду трудности учета этого изменения оно принимается при расчете постоянной вели­чиной. В качестве расчетного может быть выбрано значе­ние в конце процесса сварки. Данные по Rn для различ-

ных материалов и толщин свариваемых деталей приводят­ся в литературе.

Начальное напряжение Ucо определяется после выбора типа конденсаторов для проектируемой машины и, как правило, принимается несколько меньшим, чем номиналь­ное напряжение данного конденсатора. Это обеспечивает некоторый запас по надежности.

Определение исходных данных является наиболее тру­доемкой частью расчета разрядной цепи КМ. Собственно расчет элементов цепи не представляет затруднений. Вна­чале по формуле (3.24) определяют коэффициент затуха­ния б и затем по формуле (3.25) — величину yclgY:

YctgY—1(3.30)

Из рис. 3.2 находят значение cosy, соответствующее по­лученному значению у ctg Y - По формуле (3.26) вычисляют

вторичное напряжение:

причем значение знаменателя находят по рис. 3.2. Коэф­фициент трансформации сварочного трансформатора — первая искомая величина — равен:

n=Uco/U"co. (3.32)

С учетом формулы (3.27) определяют вторую искомую величину — требуемую емкость батареи конденсаторов:

Сн = С"„/п2 = cos2 у/ (n262L"). (3.33)

По формуле (3.29) вычисляют максимальный магнит­ный поток Фтах в магнитопроводе сварочного трансформа­тора, причем значения входящих в формулу угловой ча­стоты а и функции F(у) определяют соответственно по формуле (3.28) и рис. 3.2. Затем находят третью искомую величину — сечение магнитопровода сварочного трансфор­матора (в квадратных сантиметрах):

5 — Фтах * 108/В тах» (3.34)

причем С учетом ранее изложенного принимают Вщах= = 2,2 Тл. Наконец, полагая, что вся запасенная в конденса­торах энергия Wc=CHU2col2 будет израсходована на вы­деление тепла в свариваемых деталях и в токоведущих эле­ментах вторичного контура, определяют длительные вто­ричный /2д и первичный /ід токи (четвертую и пятую ИСКО - 62

мые величины):

(3.35; 3.36)

При указанном допущении получаются несколько за­вышенные значения токов и, следовательно, сечений обмо­ток сварочного трансформатора и элементов сварочного контура. Однако повышенный расход меди является в дан­ном случае оправданным (см. ниже). По полученным дан­ным осуществляется расчет сварочного трансформатора и вторичного контура, который проводится так же, как для других машин контактной сварки [9]. Затем производит­ся уточнение значений параметров R" и V и рассматри­вается возможность выполнения условия оптимального со­отношения параметров:

L"=R"T2 а. (3.37)

При оптимальном соотношении параметров заданный импульс тока машины получается при наименьших значе­ниях Сн и Фтах, т. е. при наименьших затратах на батарею конденсаторов и сварочный трансформатор КМ. Выполне­ние условия (3.37) практически не всегда возможно, и тог­да, принимая допустимыми отклонения Сн И Фтах в преде­лах до 5% их минимальных значений, можно принять

L"=(0,7 ... A)R"T2a. (3.38)

Как правило, соотношение параметров силовой электри­ческой части КМ таково, что L"<ZR"T2a. Для выполнения условия (3.38) корректируют полученные значения пара­метров R" и L", реже — значение параметра Т2а. Послед­ний является технологическим параметром, соответствую­щим оптимальному режиму сварки деталей номинальной толщины, и его значение может корректироваться чаще всего в довольно узком диапазоне. Изменение L" возмож­но за счет допустимого изменения размеров сварочного контура или за счет включения в разрядную цепь индук­тивного сопротивления. Наиболее целесообразно уменьше­ние R" за счет увеличения сечения обмоток сварочного трансформатора и токоподводов, так как это обеспечивает уменьшение емкости батареи конденсаторов. Уменьшение числа сравнительно дорогостоящих конденсаторов вполне окупает дополнительный расход меди. Кроме того, при этом уменьшаются тепловая мощность токоограничитель­ного резистора в зарядной цепи и потери энергии на нем при эксплуатации машины.

Таким образом, увеличение в КМ сечений токоведущих элементов по сравнению с сечениями, определяемыми по наибольшей тепловой нагрузке, является вполне оправдан­ным. Прн условии, что фактические значения параметров изготовленной в соответствии с расчетом машины (особен­но R" и L") существенно не отличаются от принятых при расчете, значения параметров фактического номинального импульса тока отличаются от заданных не более чем на 5-7%.