Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги
Рассмотрены вопросы анализа формирования высоковольтных импульсов, инжектируемых в межэлектродный промежуток для первоначального поджига дуги и ее повторных зажиганий, в электронных устройствах с независимым питанием и последовательным включением в цепь основной или вспомогательной («дежурной») дуг...
Gespeichert in:
| Veröffentlicht in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Datum: | 2014 |
| Hauptverfasser: | , |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Russisch |
| Veröffentlicht: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2014
|
| Schlagworte: | |
| Online Zugang: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103258 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Zitieren: | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги / Н.М. Махлин, А.Е. Коротынский // Автоматическая сварка. — 2014. — № 1 (728). — С. 34-44. — Бібліогр.: 34 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859755961474875392 |
|---|---|
| author | Махлин, Н.М. Коротынский, А.Е. |
| author_facet | Махлин, Н.М. Коротынский, А.Е. |
| citation_txt | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги / Н.М. Махлин, А.Е. Коротынский // Автоматическая сварка. — 2014. — № 1 (728). — С. 34-44. — Бібліогр.: 34 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Автоматическая сварка |
| description | Рассмотрены вопросы анализа формирования высоковольтных импульсов, инжектируемых в межэлектродный промежуток для первоначального поджига дуги и ее повторных зажиганий, в электронных устройствах с независимым
питанием и последовательным включением в цепь основной или вспомогательной («дежурной») дуги, в которых все
элементы формирующего контура также включены последовательно. Анализ колебательных процессов в формирующем
контуре выполнен с использованием решений известных линейных дифференциальных уравнений второго порядка
с ненулевыми начальными условиями. Предложены основанная на этих решениях инженерная методика расчета всех
компонентов формирующего контура электронных устройств с независимым питанием для возбуждения дуги, а также
вытекающие из экспериментальных данных и опыта проектирования, промышленного изготовления и эксплуатации
таких устройств рекомендации по выбору их элементной базы. Описаны варианты схемотехнических решений генераторной части электронных возбудителей дуги с независимым питанием и устройств управления коммутирующим
ключом формирующего контура.
|
| first_indexed | 2025-12-02T01:08:48Z |
| format | Article |
| fulltext |
34 1/2014
УДК 621.791.035
АНАЛИЗ И МЕТОДИКА РАСЧЕТА ЭЛЕКТРОННЫХ
УСТРОЙСТВ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОГО ВКЛЮЧЕНИЯ
ДЛЯ БЕСКОНТАКТНОГО ВОЗБУЖДЕНИЯ ДУГИ
Н. М. МАХЛИН1, А. Е. КОРОТЫНСКИЙ2
1ГП «НИЦ СКАЭ ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины». 03680, г. Киев-150, ул. Боженко, 11.
Е-mail: electro@paton.kiev.ua
2ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины. 03680, г. Киев-150, ул. Боженко,11. Е-mail: office@paton.kiev.ua
Рассмотрены вопросы анализа формирования высоковольтных импульсов, инжектируемых в межэлектродный про-
межуток для первоначального поджига дуги и ее повторных зажиганий, в электронных устройствах с независимым
питанием и последовательным включением в цепь основной или вспомогательной («дежурной») дуги, в которых все
элементы формирующего контура также включены последовательно. Анализ колебательных процессов в формирующем
контуре выполнен с использованием решений известных линейных дифференциальных уравнений второго порядка
с ненулевыми начальными условиями. Предложены основанная на этих решениях инженерная методика расчета всех
компонентов формирующего контура электронных устройств с независимым питанием для возбуждения дуги, а также
вытекающие из экспериментальных данных и опыта проектирования, промышленного изготовления и эксплуатации
таких устройств рекомендации по выбору их элементной базы. Описаны варианты схемотехнических решений гене-
раторной части электронных возбудителей дуги с независимым питанием и устройств управления коммутирующим
ключом формирующего контура. Библиогр. 34, рис. 6.
К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая и плазменная сварка, первоначальное возбуждение дуги, повторные зажигания дуги,
электронные возбудители дуги, искровой разряд, последовательное включение, импульсно-фазовое управление
Первоначальный поджиг дуги является важной
стадией циклов дуговой и плазменной сварки, су-
щественно влияющей на эффективность и произ-
водительность этих процессов и качество сварных
соединений. Из различных методов бесконтакт-
ного возбуждения наибольшее распространение
получил метод инициирования дуги путем элек-
трического пробоя межэлектродного промежутка
с помощью вольтдобавочных устройств, выраба-
тывающих импульсы высокого напряжения [1–4].
В течение многих десятилетий в качестве воль-
тдобавочных устройств для поджига дуги (возбу-
дителей дуги) применяли искровые генераторы
высокочастотных импульсов (осцилляторы). Их ис-
следованиям, теории, методике расчета и констру-
ированию посвящено значительное количество ра-
бот, обобщенные результаты которых приведены в
[2–6]. К достоинствам осцилляторов следует отне-
сти простоту конструкции и относительно невысо-
кую стоимость, а к недостаткам – сложность управ-
ления моментом начала генерации высоковольтных
импульсов, быстрое затухание высокочастотных ко-
лебаний из-за потерь в искровом разряднике, требу-
ющем периодической регулировки и ухода за ним в
процессе эксплуатации, низкие значения параметров
электромагнитной совместимости с электронными
и электротехническими узлами и устройствами сва-
рочного оборудования из-за высоких уровней ради-
опомех, создаваемых осцилляторами в широком ди-
апазоне частот [3, 5–9].
С началом промышленного производства мощ-
ных полупроводниковых приборов (тиристоров,
симисторов) с высокими коммутационными и ди-
намическими характеристиками появились пред-
посылки для создания безыскровых возбудителей
и стабилизаторов сварочной дуги, свободных от
присущих осцилляторам недостатков [3, 6, 10–13].
В последние годы ряд производителей сварочного
оборудования (например, фирма «KEMPPI») в ка-
честве коммутаторов колебательных контуров воз-
будителей дуги используют мощные высоковольт-
ные IGBT-транзисторы. Начиная с 1970-х годов
полупроводниковые возбудители и стабилизаторы
дуги стали доминировать и на сегодня практиче-
ски полностью вытеснили осцилляторы.
Наибольшее применение получили полупрово-
дниковые возбудители и стабилизаторы дуги с по-
следовательным включением в цепь дуги, выгодно
отличающимся от параллельного включения бо-
лее высоким КПД, простотой защиты сварочных
источников питания и других узлов и устройств
сварочного оборудования от воздействия высо-
ковольтных импульсов, лучшей электромагнит-
ной совместимостью [3, 6, 9]. Схемы последо-
вательного включения возбудителей дуги в цепи
основной и вспомогательной («дежурной») дуги
установок для дуговой, плазменной и микроплаз-
менной сварки, плазменной и воздушно-плазмен-© Н. М. Махлин, А. Е. Коротынский, 2014
351/2014
ной резки металлов, а также сварки, наплавки и
напыления с помощью плазмотронов без межэлек-
тродной вставки приведены на рис. 1.
По построению генераторной части электрон-
ные (полупроводниковые) возбудители и стабили-
заторы дуги можно разделить на две группы.
Первая из них включает устройства, в которых
формирование высокого напряжения на накопи-
теле энергии (преимущественно емкостном) осу-
ществляется либо с помощью умножителя напря-
жения, либо путем резонансной накачки.
Коммутирующий полупроводниковый ключ в
устройствах первой группы в большинстве слу-
чаев подключен параллельно последовательному
соединению индуктивности L и емкости C фор-
мирующего контура генераторной части. Устрой-
ствам этой группы свойственна универсальность
по роду напряжения питания.
Они могут питаться и непосредственно от на-
пряжения дуги, что позволяет осуществлять авто-
матическое включение устройств при подаче на
дуговой промежуток напряжения холостого хода
и автоматического прекращения генерации вы-
соковольтных импульсов или переход из режима
первоначального поджига в режим стабилизации
после возбуждения дуги [3, 6].
Однако на практике, несмотря на отмеченные
преимущества устройств первой группы, более
распространены электронные возбудители и ста-
билизаторы второй группы, представляющие со-
бой устройства с независимым питанием (обычно
от сети переменного тока промышленной часто-
ты), в которых коммутирующий полупроводнико-
вый ключ и реактивные элементы L и C соедине-
ны последовательно [3, 11, 12].
Формирование инжектируемых в цепь дуги
высоковольтных выходных импульсов в устрой-
стве, схема которого приведена на рис. 2, а, осу-
ществляется за счет переходного процесса, име-
ющего место при периодических включениях (с
удвоенной частотой напряжения питания) полу-
проводникового ключа К с двухсторонней прово-
димостью, выполненного на симисторе или двух
встречно-параллельно соединенных тиристорах.
Поскольку переходные процессы в магнито-
проводе импульсного трансформатора TV1 (рис. 2,
а) нелинейны, а L = f(i), строгий анализ переход-
ного процесса в эквивалентной схеме (рис. 2, б)
затруднителен ввиду сложности выкладок, тре-
бующих решения системы нелинейных диффе-
ренциальных уравнений, и малой наглядности
результатов. Поэтому для анализа этой эквива-
лентной схемы с небольшой погрешностью целе-
сообразно принять такие допущения:
1) R = RК дин + ESRC1 + ESRC2 + RL + Rс.п, где
RК дин – динамическое сопротивление включен-
ного ключа К; ESRC1, ESRC2 – эквивалентные по-
следовательные активные сопротивления конден-
саторов С1 и С2 соответственно; RL – активное
сопротивление первичной обмотки импульсного
трансформатора TV1; Rс.п – активное сопротивле-
ние соединительных проводов;
2) индуктивность L первичной обмотки импуль-
сного трансформатора TV1 линейна, равна началь-
ной и не зависит от протекающего по ней тока;
3) С1 > С2, откуда С ≈ С2;
4) τпер << Τ/2, где τпер – длительность переход-
ного процесса; Τ/2 – длительность полупериода
входного напряжения переменного тока (напряже-
ния питания);
5) R/2L < 1/ LC ;
6) e(t) = Emcos(ωt + φ) = Emsin[ωt + (π/2 – φ)],
где Em – амплитуда входного напряжения пере-
менного тока, ω – его угловая частота и начальная
фаза этого напряжения (угол включения полупро-
водникового ключа К);
Рис. 1. Схемы последовательного включения возбудителей и
стабилизаторов дуги: а — в цепь основной дуги в установ-
ках для дуговой сварки; б — в цепь вспомогательной («де-
журной») дуги в установках для плазменной (микроплазмен-
ной) сварки и наплавки, плазменной и воздушно-плазменной
резки металлов; в — в цепь основной дуги в установках для
плазменной сварки, наплавки и напыления с помощью плаз-
мотронов без межэлектродной вставки; 1 — источник пита-
ния основной дуги; 2 — возбудитель дуги; 3 — выходной им-
пульсный трансформатор возбудителя дуги; 4 — защитный
(блокировочный) конденсатор; 5 — электрод; 6 — сваривае-
мое изделие; 7 — сопло плазмотрона; 8 — источник питания
вспомогательной («дежурной») дуги
36 1/2014
7) Uвых = ULW2/W2, где Uвых – выходное напря-
жение устройства; UL – напряжение на индуктив-
ности L; W1, W2 – количество витков первичной и
вторичной обмоток импульсного трансформатора
TV1 соответственно.
С учетом принятых допущений для расчетной
схемы (рис. 2, б) переходной процесс при нену-
левых начальных условиях в RCL-цепи с заря-
женной емкостью описывается известным диф-
ференциальным уравнением второго порядка для
напряжения UC на емкости С [14, 15]:
( )
2
2 cosC C
C m
d U dULC RC U E t
dt dt
+ + = ω + ϕ . (1)
Напряжение UC представляет собой сумму двух
составляющих: напряжения UC.у, установившегося
на емкости С после затухания переходного процес-
са, и напряжения UC св, являющегося свободной за-
тухающей составляющей. Установившееся напряже-
ние UC.у определяется частным решением уравнения
(1) при t → ∞ , т. е. когда dUC/dt = 0, а установив-
шийся ток i(t) = 0, согласно которому
0.у cos( ),C
С С m
XU U E t
Z
= = ω + ϕ- γ
где
XC = 1/ωC; 2 2( 1 / ) ;Z R L C= + ω - ω
tg .
1 /
R
L С
γ =
ω - ω
Свободная составляющая затухающих колеба-
ний UC св описывается общим решением однород-
ного уравнения
2
св св
св2
1 0.C C
C
d U dUR U
dt L dt LC
+ + = (2)
При введении обозначений R/2L = δ, 2
01 / ,LC = b
2 2
0b = b - δ и с учетом принятого допущения
2 2
0b > δ решения уравнений (1) и (2) могут быть
представлены в виде
.у св
0
cos ( )
{ [cos ( ) cos ( )]
sin ( ) sin sin },
C
C С C m
t C
m
C
m
X
U U U E t
Z
X
e E t
Z
X
t E t
Z
-δ
= + = ω + ϕ + γ +
+ ω + ϕ + γ - ϕ + γ ×
b ω
× b + γ + b
b b
(3)
2
0sin ( ) [ cos( )
sin ( ) sin ( )cos ].
tm mE Ei t e
Z Z
t
-δ b
= ω + ϕ- γ + ϕ - γ +
ωb
δ
+ ϕ- γ - ϕ - γ b
b
(4)
Из (3) следует, что предельное значение пере-
напряжения на емкости С в 3,2 раза превышаю-
щее значение Em, будет при включении коммути-
рующего ключа К в момент, когда e(t) достигнет
максимума, находящегося в противофазе с напря-
жением на заряженной емкости С, т. е. при e(t) =
= Em, φ = –γ,
0СU = -Em.
С учетом соотношения L
diU L
dt
= напряжение
на индуктивности L определяется по выражению
2
0
{cos( )
[ cos( ) sin ( )
sin ( )cos( )sin ( )sin ]},
tL
L m
XU E t e
Z
t t
-δδ
= ω + ϕ- γ - ×
ω
b δ
× ϕ- γ + ϕ - γ -
b b
- ϕ- γ b +b ϕ- γ b
(5)
где LX L= ω .
В (3)–(5) β представляет собой угловую ча-
стоту колебаний при переходном процессе в
RCL-контуре; δ — коэффициент их затухания.
Так как при пробое и искровом разряде, отно-
сящихся к самостоятельным неустановившимся
разрядам в газах, сопротивление межэлектродного
промежутка достаточно высоко (от нескольких де-
сятков до сотен килоом), то имеются все основа-
ния полагать, что выражения (3)–(5) справедливы
для режима как холостого хода возбудителя дуги,
так и искрового разряда (вплоть до момента пере-
хода искрового разряда в межэлектродном проме-
жутке в стационарный дуговой разряд), при этом
Рис. 2. Базовый вариант построения возбудителей и стабилизаторов дуги с независимым питанием и последовательным сое-
динением коммутирующего ключа и элементов формирующего контура: а — упрощенная электрическая схема генераторной
части; б — эквивалентная (расчетная) схема генераторной части
371/2014
влияние сварочного контура, в том числе вторич-
ных цепей вольтдобавочного устройства, на пара-
метры элементов генераторной части возбудителя
дуги пренебрежительно мало.
Выражения (3)–(5) и результаты эксперимен-
тальных исследований и многолетнего опыта раз-
работки, серийного изготовления и эксплуатации
возбудителей и стабилизаторов дуги последова-
тельного включения могут быть использованы для
расчета параметров и выбора компонентов базо-
вого варианта подобных устройств.
Конденсатор С1 (см. рис. 2, а) выбирают из ус-
ловия С1 > (2…4)С2; частотных свойств, которые
должны соответствовать показателю β в выражени-
ях (3)–(5); значения ESR (не более 10 мОм); допу-
стимого значения переменной составляющей IR.M.S
тока через конденсатор и допустимого действующе-
го значения напряжения UVAC доп переменного тока
на этом конденсаторе в зависимости от наиболь-
шего значения входного напряжения (напряжения
питания) Uпит.
Обычно С1 = (4…6) мкФ при Uпит. ном = 380 В и
(6…15) мкФ при Uпит. ном = 220 В и, следователь-
но, значения IR.M.S, определяемые из соотноше-
ния IR.M.S = Em/XC1, где XC1 = 1/ωC1, составляют
(0,74…1,11) и (0,68…1,08) А, а значения UVAC доп —
600 и 250 В соответственно (при Uпит = 1,1Uпит ном).
По совокупности характеристик (включая ча-
стотные) и параметров для использования в каче-
стве конденсатора С1 наиболее подходят метал-
лопленочные конденсаторы с полипропиленовым
или поликарбонатным диэлектриком, в частности,
конденсаторы серий К75-15, К75-24 или серий
PHC, PWM или PMB фирмы ICEL или аналогич-
ные других фирм-производителей. У таких кон-
денсаторов в указанном диапазоне их емкостей и
напряжений UVAC доп значения ESR не превышают
3,5 мОм, а допустимые значения IR.M.S составля-
ют не менее 9,0 А [16]. С точки зрения оптималь-
ного теплового режима и показателей надежно-
сти хорошие результаты могут быть достигнуты
при диссипативном (параллельном) включении
двух-трех таких конденсаторов соответствующей
емкости.
Емкость конденсатора С2 (см. рис. 2, а) мож-
но определить исходя из необходимого значения
энергии инжектируемых в цепь дуги импульсов,
используя соотношение 2
2 / 2i CW CU= , где Wi -
энергия импульса; UC2 - напряжение на конден-
саторе С2 в момент включения коммутирующего
ключа, т. е. при t(0). Поскольку такое включение
ключа осуществляется симметрично в каждом
полупериоде входного напряжения (напряже-
ния питания), то напряжение на конденсаторе С2
определяется как 2 min 2 sinC mU k E= ϕ, где kmin - ко-
эффициент, учитывающий наименьшее значение
Em при колебаниях входного напряжения, как пра-
вило, kmin ≥ 0,85. Отсюда выражение для емкости
конденсатора С2 может быть представлено в виде
С = 2 2
2 min
2
2( sin )
i i
C m
W W
U k E
=
ϕ
. (6)
В соответствии с ранее проведенными иссле-
дованиями и экспериментальными данными в
установках постоянного тока с однофазным вы-
прямлением для обеспечения эффективного возбуж-
дения дуги угол включения коммутирующего ключа
(угол φ) должен быть (90 ± 5) эл. град, для установок
с трехфазным выпрямлением — (90 ± 10) эл. град,
в установках переменного тока угол φ — (75 ± 5)
эл. град [3, 6, 11, 12] , из чего вытекает, что sin φ =
(0,94…1,00). Как видно из рис. 3, при пониженном
(Uпит = 0,85Uпит. ном ) и номинальном (Uпит. ном = 220
В) значениях напряжения питания и энергии им-
пульсов от 0,3 до 0,8 Дж емкость конденсатора
С2 должна быть от 2,0 до 6,0 мкФ, а при Uпит =
0,85·380 В согласно (6) - от 0,5 до 2,0 мкФ. Ввиду
того, что переходной процесс в RCL-контуре (см.
рис. 2, б) сопровождается определяемым (3) пере-
напряжением на конденсаторе С2 (см. рис. 2, а),
допустимое амплитудное значение напряжения
постоянного тока этого конденсатора выбирают
из условия
UVDC max ≥ 3,2Em. (7)
Требования к частотным свойствам и ESR кон-
денсатора С2 аналогичны таким же требованиям
к конденсатору С1. Для С2 также целесообразна
диссипативная (параллельная) схема соединения
двух–четырех частотных металлопленочных кон-
денсаторов, например, серии К75-24 или серий
PPA, PWM или PMB фирмы ICEL [16, 17].
Рис. 3. Зависимость емкости С от угла включения ключа К
формирующего RCL-контура при энергии импульса 0,3, 0,5 и
0,8 Дж соответственно и эффективном значении напряжения
питания 187 (1, 3, 5) и 220 В (2, 4, 6)
38 1/2014
Для определения значений составляющих ак-
тивного сопротивления R (см. рис. 2, б) форми-
рующего RCL-контура используют справочные
данные, приведенные, например, в [16–18]. В
большинстве случаев ESR одного металлопленоч-
ного конденсатора с полипропиленовым диэлек-
триком и UVDC max = (1000…2000) В не превышает
4,0 мОм, а значения RК дин для большинства ти-
ристоров отечественного и зарубежного произ-
водства, в том числе низкочастотных тиристоров
унифицированных серий Т122-25…Т141-40, на-
ходятся в диапазоне (3,3…11,0) мОм. Сумма ак-
тивных сопротивлений Rс.п проводов, соединяю-
щих компоненты генераторной части возбудителя
дуги, и сопротивления RL первичной обмотки им-
пульсного трансформатора не превышает 12 мОм.
Следовательно, значение активного сопротивле-
ния формирующего RCL-контура составляет не
более 40 мОм.
Индуктивность L формирующего RCL-кон-
тура (см. рис. 2, б) должна удовлетворять
ряду требований. Наиболее существенные из
них заключаются в том, что для обеспечения
колебательного характера переходного процесса
при включении ключа К должно выполняться
необходимое условие 2 /L C > R (в полупро-
водниковых возбудителях и стабилизаторах
дуги это условие выполняется практически всег-
да), а для обеспечения безотказной работы по-
лупроводникового ключа К значение L долж-
но быть таким, чтобы Im < Ioc.п и ( )Kdi dt <
о.с кр( ) ,di dt где mI — наибольшее амплитудное
значение тока в формирующем RCL-контуре; Ioc.п
— максимально допустимый повторяющийся
ток в открытом состоянии ключа К; ( )Kdi dt —
наибольшее значение скорости нарастания тока
в формирующем RCL-контуре; oc кр( )di dt —
значение критической скорости нарастания тока в
открытом состоянии ключа К.
Исходя из того, что период синусоидально-
го напряжения питания (напряжения питающей
сети) значительно (не менее, чем на порядок) пре-
вышает длительность переходного процесса в
формирующем RCL-контуре, и проведя некоторые
упрощения выражения (4) с пренебрежением его
составляющими, незначительно влияющими на
конечный результат, выражение для протекающе-
го в RCL-контуре переходного тока может быть
представлено в виде
sintmEi e t
L
−δ= β
β
. (8)
В соответствии с (8) наибольшее амплитуд-
ное значение тока в формирующем RCL-контуре
может быть определено по соотношению
0
m
m m
E CI E
L L
= =
β
, (9)
а наибольшее значение скорости нарастания тока
в этом контуре – по выражению
0
4( ) 4 m
K m
Idi dt I
LC
= β = . (10)
Расчеты и опыт разработки и проектирования
возбудителей дуги, в которых коммутирующий
ключ и элементы формирующего контура соеди-
нены последовательно, показывают, что при огра-
ничениях, обусловленных электромагнитными и
конструктивными параметрами ферритовых сер-
дечников реальных импульсных трансформато-
ров, индуктивность L обычно составляет около
20 мГн. Такое (или близкое к такому) значение ин-
дуктивности L обеспечивает выполнение условия
колебательного характера переходного процесса
в формирующем RCL-контуре, а также значения
Im ≤ 180 A и (di/dt)K ≤ 80 A/мкс при напряжении
питающей сети 22
33220 В+
−
, что подтверждается со-
ответствующими осциллографическими измере-
ниями. При типовых значениях R, C и L, рассчи-
танных в соответствии с (6)–(10), частота 0 2β π
собственных (свободных) затухающих колеба-
ний в формирующем RCL-контуре составляет
(15…20) кГц, а отношение частот 0β β близко к
единице.
Высоковольтный импульсный трансформа-
тор TV1 (см. рис. 2, а) является ответственным и
технологически наиболее сложным узлом возбу-
дителей дуги. Требования, предъявляемые к это-
му трансформатору, весьма противоречивы [3, 6,
10−12]. Во-первых, такой трансформатор с по-
вышенным рассеянием должен соответствовать
нормам и правилам высоковольтного трансфор-
маторостроения, во-вторых, его массогабаритные
показатели и стоимость должны быть ощутимо
малы в сравнении с аналогичными показателями
всей технологической установки. Кроме того, при
расчете и проектировании трансформатора долж-
ны учитываться поверхностный эффект, обуслов-
ленный высокой частотой обтекающих обмотки
трансформатора импульсных токов, наибольшее
значение протекающего через вторичную обмот-
ку трансформатора тока дуги, а также электро-
магнитные и конструктивные параметры серийно
изготавливаемых промышленностью ферритовых
сердечников, обеспечивающих получение расчет-
ного (заданного) значения L.
Теоретическим основам, анализу процессов
и методикам расчета индуктивных элементов с
ферромагнитными сердечниками, в том числе
импульсных трансформаторов ультразвуковых и
высоких частот, посвящено множество работ, на-
пример [19–25], поэтому в настоящей работе рас-
391/2014
смотрены только некоторые аспекты упрощен-
ного расчета и проектирования высоковольтного
импульсного трансформатора (ИТ) возбудителей
дуги последовательного включения.
Предъявляемые к ИТ возбудителей дуги тре-
бования обусловливают стремление к выполне-
нию их обмоток с возможно минимальным коли-
чеством витков, исходя из чего количество витков
первичной обмотки W1 таких ИТ обычно состав-
ляет 1-2. В соответствии с (5) при e(t) = –Em и
φ = –γ максимальное значение напряжения ULmax
на первичной обмотке ИТ в 2,1 раза превышает
значение Em и при пониженном напряжении Uпит
составляет
max min пит2,1 2 .LU k U= (11)
Например, при Uпит = 220 В и kmin = 0,85, UL max =
= 555 B.
Амплитудное значение напряжения холо-
стого хода вторичной обмотки ИТ (напряжения
Uвых) должно соответствовать уровням, при кото-
рых гарантировано обеспечивается пробой меж-
электродного промежутка технологически обо-
снованной длины и возникающий вслед за этим
искровой разряд, т. е. должно выполняться усло-
вие Uвых ≥ Uпр, где Uпр - напряжение статическо-
го пробоя межэлектродного промежутка. Так как
до настоящего времени теория искрового разряда,
объясняющая всю совокупность явлений, которые
сопровождают процессы пробоя межэлектродного
промежутка и искрового разряда в нем, отсутству-
ет, то вывод аналитического выражения для Uпр
в форме, приемлемой для инженерных расчетов,
сильно осложнен. Поэтому при определении не-
обходимого значения Uвых целесообразно руковод-
ствоваться экспериментальными данными, под-
твержденными накопленным опытом применения
возбудителей дуги [3-7, 10-12]. Согласно этим
данным в возбудителях дуги установок для дуго-
вой сварки и большинства установок для плазмен-
ной сварки, наплавки и напыления Uвых = (3...6)
кВ, в возбудителях дуги установок для воздуш-
но-плазменной резки Uвых = (10...12) кВ, а в не-
которых случаях ссотавляет (16...20) кВ. Исхо-
дя из этого и с учетом известного соотношения
2 1 вых max/ LW WU U= при W1 = (1...2) витка ко-
личество витков W2 вторичной обмотки ИТ обыч-
но составляет 9...18 в возбудителях дуги устано-
вок для дуговой и плазменной сварки, наплавки и
напыления в среде инертных газов, 18...36 в воз-
будителях вспомогательной («дежурной») дуги
установок для воздушно-плазменной резки и
32...48 в возбудителях дуги установок для плаз-
менной сварки в среде углекислого газа.
Влияние поверхностного эффекта на размеры
проводников обмоток ИТ характеризуется глуби-
ной проникновения высокочастотного тока DPEN,
которая в миллиметрах для проводников из меди с
достаточной для практики степенью точности мо-
жет быть определена по выражению [25]
DPEN =
0
75 .
2b π
(12)
В соответствии с (12) для рационального исполь-
зования сечения проводников обмоток ИТ при ти-
пичных значениях β0 площадь сечения проводника
первичной обмотки должна быть не более 1,15 мм2,
а толщина проводника прямоугольного сечения вто-
ричной обмотки — не более 1,2 мм.
В качестве проводника вторичной обмотки ИТ
наиболее целесообразно применять ленты пря-
моугольного сечения из мягкой меди (например,
медные ленты с термостойким пленочным покры-
тием марок ПМЛБН по ТУ 16.К50-088–2006 или
ПМГЛБН по ТУ16.К50-009–2007 или неизолиро-
ванные ленты типа ЛММ по ГОСТ 434–78), при
этом геометрические размеры таких лент должны
выбираться с учетом количества витков вторичной
обмотки, значений DPEN и необходимой площади
поперечного сечения Sп .
В качестве материала сердечника ИТ наибо-
лее пригодны магнитомягкие марганцово-цин-
ковые ферриты марок 2500НМС1 и 3000НМС1
или ферриты из материала 3С8, предназначенные
для работы в сильных магнитных полях. С це-
лью упрощения процедуры выбора и определе-
ния основных параметров и размеров сердечни-
ка ИТ принимают допущения, согласно которым
значение магнитной индукции B изменяется сим-
метрично относительно нуля характеристики на-
магничивания, распределения B и напряженности
магнитного поля H однородны, значение относи-
тельной магнитной проницаемости μR постоянно,
т. е. характеристика сердечника B/H линейна. В
возбудителях и стабилизаторах дуги наибольшее
применение получили ИТ броневого типа, значи-
тельно реже используются ИТ стержневого типа.
Как правило, сердечники таких ИТ имеют П-об-
разную или Ш-образную конфигурацию с прямо-
угольной или круглой формой сечения стержней
и ярм.
Для минимизации массогабаритных параме-
тров ИТ в возбудителях вспомогательной («де-
журной») дуги и в возбудителях основной дуги,
ток которой не превышает 160 А, наиболее ра-
циональным является применение сердечников
Ш-образной конфигурации, например, Е 55/28/21
для ИТ возбудителей вспомогательной дуги или Е
80/38/20 для ИТ возбудителей основной дуги. В воз-
будителях основной дуги, номинальный ток которой
от 160 до 315 А, приемлемо использование П-образ-
ных сердечников, например, ПК 40×18 из феррита
2500НМС1 или 3000НМС1 или сердечников UU
40 1/2014
93/152/16 из феррита 3С8, а в ИТ возбудителей дуги,
номинальный ток которой от 315 до 500 А, и в
ИТ возбудителей дуги установок для плазменной
сварки в среде СО2 — П-образных сердечников,
имеющих развитую площадь окна AW, например,
UU 101/152/30 или UR 114/78/38.
При выборе сердечника ИТ для определения
суммарного эффективного поперечного сечения
его стержня АЕ по заданному значению индуктив-
ности L первичной обмотки ИТ можно воспользо-
ваться соотношением
2
1LL A W= , (13)
где AL — интегральный параметр, приводимый в
технических данных сердечника и определяющий
значение индуктивности размещенной на этом
сердечнике обмотки в зависимости от квадрата
числа ее витков (для ИТ — в зависимости от ква-
драта числа витков первичной обмотки). При этом
возможны два подхода. Первый предполагает ис-
пользование единичного сердечника, что требует
выполнения условия 1 LW L A≥ , в силу чего в
реальных ИТ количество W1 должно быть не менее
2 и, следовательно, W2 ≥ 20. Такой подход вполне
оправдан при проектировании ИТ возбудителей
вспомогательной дуги и ограниченно приемлем
для ИТ возбудителей основной дуги, номиналь-
ный ток которой не превышает 250 А. Согласно
второму подходу при заданных значениях L и W1
требуемого значения AL достигают путем исполь-
зования в ИТ сердечника, состоящего из несколь-
ких единичных сердечников, количество которых
определяют по выражению
2
1
,C
LS
Ln
W A
= (14)
где nC — округленное в большую сторону коли-
чество единичных сердечников; ALS — параметр
AL единичного сердечника. Именно второй подход
характерен для ИТ возбудителей основной дуги,
номинальный ток которой составляет более 250 А.
Необходимая площадь окна сердечника AW опре-
деляется по стандартным методикам, приведенным,
например, в [20, 23, 25], путем расчета общей пло-
щади окна, занимаемой проводниками обмоток ИТ
с учетом толщины межвитковой и межобмоточной
изоляции и повышенной температуры ИТ при его
охлаждении за счет естественной конвекции.
Полученные значения АЕ и AW с помощью
справочных данных позволяют произвести пред-
варительный выбор стандартного типоразмера
сердечника ИТ, после чего необходимо удостове-
риться в соответствии электромагнитного режи-
ма выбранного сердечника условию Bmax < BS, где
Bmax — значение магнитной индукции при пико-
вом значении Hmax напряженности магнитного
поля в сердечнике, а BS — значение магнитной
индукции насыщения сердечника.
Если, согласно приведенным в литературе
данным [25–27], принять, что максимально до-
пустимое значение Bmax = 0,2 Тл, а значения от-
носительной μ0 и эффективной μE магнитной про-
ницаемости сердечника равны между собой, то
для участка кривой B = f(H) ветвей петли гисте-
резиса ферритов 2500НМС1, 3000НМС1 или 3С8,
на котором B/H = const, максимально допустимое
значение Hmax при температуре сердечника не бо-
лее 120 °С рассчитывают по выражению
maxH =
51,592 10
E
⋅
µ
. (15)
Так как обычно μE = (1,70...1,99)103, то значе-
ния Hmax находятся в пределах (94,0...80,0) А/м.
Кроме того, следует определить значение Hmax
в зависимости от амплитудного значения Im, обте-
кающего первичную обмотку ИТ тока, количества
витков этой обмотки и геометрических размеров
выбранного сердечника, используя выражение
maxH = 1 ,m
e C
I W
l n
(16)
где le - справочное значение эффективной длины
пути магнитной линии. В случае, если значение
Hmax, рассчитанное по (16), превышает значения,
полученные по выражению (15), необходимо либо
выбрать типоразмер сердечника с большей le, либо
увеличить количество nC единичных сердечников,
образующих сердечник ИТ, после чего вновь про-
извести поверочные расчеты.
Низкая частота следования импульсов выходного
напряжения Uвых, значительные уровни переходно-
го тока и напряжений на элементах формирующего
эти импульсы контура и высокая их скважность (не
менее 10) обусловливают целесообразность приме-
нения в возбудителях дуги с независимым питанием
в качестве ключа К (см. рис. 2, а) низкочастотных
тиристоров, которым наряду с высокими коммута-
ционными возможностями присущи сравнительно
низкие значения RК дин в открытом состоянии, не-
значительная по сравнению с коммутируемой мощ-
ность управления, высокая эксплуатационная на-
дежность, массовость изготовления и применения,
относительно невысокая стоимость. Среди таких
тиристоров наиболее предпочтительны отечествен-
ные тиристоры унифицированных серий Т122-25
или Т131-40 при номинальном напряжении пита-
ния (напряжении питающей сети) 220 В и Т132-25
или Т141-40 при номинальном напряжении пита-
ния 380 В, или их зарубежные аналоги.
Класс тиристоров по повторяющемуся импуль-
сному обратному напряжению Uобр. и выбирают из
соотношения
Uобр.и = 100 + 3,2Em. (17)
411/2014
С учетом (17) при напряжении питающей сети
220 В могут быть рекомендованы тиристоры 12-
го класса, при напряжении 380 В — 20-го класса.
Максимальные среднее и действующее значе-
ния тока, протекающего через тиристор в его от-
крытом состоянии, могут быть определены путем
аппроксимации экспоненциального двухполяр-
ного радиоимпульса тока i, протекающего в фор-
мирующем RCL-контуре, униполярным видеоим-
пульсом треугольной формы. В соответствии с
этим максимальное среднее значение тока Iос.ср,
протекающего через тиристор в его открытом со-
стоянии, рассчитывается по выражению
и
oc.cp
и
0,5 ,mI I
T
τ
=
(18)
где τи — длительность экспоненциального двух-
полярного радиоимпульса тока i (или соответству-
ющего ему униполярного видеоимпульса), опре-
деляемая как τи = 1/δ = 2L/R; Tи — период частоты
следования импульсов, равный периоду удвоен-
ной частоты напряжения питания возбудителя
дуги. Максимальное действующее значение Iос.д
протекающего через тиристор тока может быть
определено из соотношения
oc.д
и и
0,5 .mII
T
=
τ
(19)
Из (18) и (19) следует, что, например, при при-
веденных типовых значениях R, C, L и Im макси-
мальное среднее и действующее значения про-
текающего через тиристор тока в его открытом
состоянии составляют Iос.ср = 9 и 28,5 А соответ-
ственно, и, следовательно, в этом случае есть все
основания применить тиристоры серии Т122-25, у
которых предельно допустимый средний ток 25 А,
а предельно допустимое действующее значение
тока — 31,4 А [18].
Критическая скорость нарастания тока diос/dt в
открытом состоянии для низкочастотных тири-
сторов унифицированных серий составляет не ме-
нее 100 А/мкс и поэтому требование (di/dt)K < diос/dt в
возбудителях дуги с независимым питанием (см.
рис. 2, а) выполняется практически всегда.
Выходной импенданс возбудителей с последо-
вательным включением в цепь дуги, главным об-
разом зависящий от индуктивности и активного
сопротивления вторичной обмотки ИТ, составля-
ет от 1,2 до 9,0 кОм, что предопределяет наличие
у возбудителей дуги падающих внешних вольтам-
перных характеристик.
Управление включением тиристорного комму-
тирующего ключа К (см. рис. 2, а), а следователь-
но, и моментами начала генерации выходных им-
пульсов Uвых, осуществляют путем получившего
широкое распространение синхронного импуль-
сно-фазового управления, отличающегося отсче-
том угла подачи импульса управления от опреде-
ленной фазы напряжения питания — чаще всего
от фазы, соответствующей моментам нулевых зна-
чений напряжения питающей сети. Для реализа-
ции импульсно-фазового управления существует
множество схемотехнических решений фазосдви-
гающих устройств (ФСУ), построенных либо
на таких полупроводниковых приборах, как дио-
ды, динисторы, транзисторы, тиристоры, либо на
аналоговых или цифровых микросхемах, либо на
комбинациях и тех и других [10, 22, 24, 28]. В воз-
будителях дуги с независимым питанием наиболь-
шее применение получили ФСУ, выполненные на
базе однопереходных транзисторов (двухбазовых
диодов). Анализ, методика расчета и рекоменда-
ции по выбору элементов ФСУ на двухбазовых
диодах приведены в [28], а типовое схемное реше-
ние ФСУ, применяемых в возбудителях дуги с не-
зависимым питанием, показано на рис. 4. Напря-
жение синхронизации в таком ФСУ формируется
с помощью стабилитрона VD2, а регулирование
момента генерации импульса включения тири-
сторов коммутирующего ключа возбудителя дуги
осуществляется с помощью переменного резисто-
ра R4. Более подробное описание данного ФСУ и
эпюры напряжений в различных точках его схемы
приведены в работе [12].
Во избежание опасности выхода из строя тири-
сторов коммутирующего ключа K из-за превышения
допустимого значения перегрузки по току, неизбеж-
но возникающей в случае насыщения сердечника
ИТ, вторичная обмотка которого включена последо-
вательно в цепь дуги постоянного тока, при установ-
лении в межэлектродном промежутке стационарно-
Рис. 4. Типовая электрическая схема ФСУ возбудителей дуги
с независимым питанием
42 1/2014
го дугового разряда генераторная часть возбудителя
дуги должна автоматически отключаться. В ФСУ,
схема которого приведена на рис. 4, такое отключе-
ние осуществляется с помощью узла, состоящего из
быстродействующей транзисторной оптопары VT2 и
токоограничивающих резисторов R8 и R9. При по-
ступлении на вход этого узла сигнала с выхода дат-
чика тока (напряжения) дуги обеспечивается шунти-
рование конденсатора С2. В качестве датчиков тока
дуги в современных установках и сварочных источ-
никах питания часто применяют датчики, функцио-
нирующие на основе эффекта Холла. В случае, если
такой датчик тока в системе управления установки
отсутствует, то как сенсор тока дуги может быть ис-
пользован устанавливаемый в цепь дуги токовый
шунт. Вариант построения датчика тока, включаю-
щего шунт RS1, линейный неинвертирующий шун-
товой усилитель на микросхеме DA1 и компаратор
на микросхеме DA2, приведен на рис. 5.
При появлении тока в цепи дуги на выходе ми-
кросхемы DA1 формируется сигнал, уровень кото-
рого пропорционален току дуги. Этот сигнал по-
дается в систему управления установки и на вход
компаратора на микросхеме DA2, порог срабаты-
вания которого задается с помощью резистора R6.
С выхода компаратора напряжение подается на
вход узла отключения ФСУ (см. рис. 4). Если же
для определения момента установления в межэ-
лектродном промежутке стационарного дугового
разряда используется датчик напряжения дуги, то
пропорциональный этому напряжению сигнал мо-
жет подаваться непосредственно во входную цепь
компаратора на микросхеме DA2 (рис. 5), т. е. че-
рез резистор R4.
К недостаткам возбудителей дуги с независи-
мым питанием, построенных по базовому вариан-
ту (см. рис. 2, а), следует отнести зависимость ам-
плитуды и энергии выходных импульсов от угла
включения тиристоров коммутирующего ключа
К и колебаний напряжения питания (напряжения
питающей сети), а также необходимость предва-
рительной регулировки (с помощью ФСУ) мо-
ментов начала генерации выходных импульсов,
особенно при возбуждении и стабилизации дуги
переменного тока.
Влияние колебаний напряжения питания на па-
раметры выходных импульсов может быть мини-
мизировано до приемлемого уровня путем приме-
нения в формирующем RCL-контуре реактивных
элементов и ИТ, рассчитанных в соответствии с
приведенной в настоящей работе методикой на
минимально допустимое напряжение питания, со-
ставляющее, как правило, (85…90) % номиналь-
ного значения.
Устранения зависимости параметров выход-
ных импульсов возбудителей дуги с независимым
питанием от угла включения тиристоров комму-
тирующего ключа К можно достичь за счет пита-
ния формирующего RCL-контура от накопителей
энергии (преимущественно емкостных). Примеры
схемотехнических решений таких устройств при-
ведены на рис. 6.
В возбудителе дуги, построенном по схеме
рис. 6, а [29], накопителями энергии являются
конденсаторы С1 и С2, заряд которых до ампли-
тудного значения ±Em напряжения питания (на-
Рис. 5. Электрическая принципиальная схема варианта по-
строения датчика тока дуги
Рис. 6. Электрические принципиальные схемы вариантов построения генераторной части возбудителей дуги с питанием фор-
мирующего RCL-контура от накопителей энергии: а — схема возбудителя дуги с двухканальным накоплением энергии; б —
схема устройства для возбуждения дуги с одноканальным накоплением энергии
431/2014
пряжения питающей сети) осуществляется через
разделительные диоды VD1 и VD2.
Возбудители дуги, выполненные по схеме, пред-
ставленной на рис. 6, а, обеспечивают возможность
начала генерации стабилизированного по амплитуде
и энергии выходного импульса практически в любой
момент каждого полупериода напряжения питания,
при этом разряд каждого из накопительных конден-
саторов происходит в те полупериоды напряжения
питания, когда подключенные к этим конденсаторам
разделительные диоды находятся в непроводящем со-
стоянии. Это обусловило возможность применения
возбудителей дуги, построенных по схеме, приведен-
ной на рис. 6, а, в качестве универсальных устройств
для первоначального возбуждения дуги постоянного и
переменного тока, а также для стабилизации (повтор-
ных зажиганий) дуги переменного тока [6, 12].
В одноканальном устройстве, схема которого
приведена на рис. 6, б [30], заряд накопительно-
го конденсатора С1 начинается в начале каждого
полупериода напряжения питания с включением
тиристорного ключа с двухсторонней проводимо-
стью (симистора) VS1. Включенное состояние си-
мистора VS1 и заряд конденсатора С1 длятся до
достижения напряжением на конденсаторе С1 ам-
плитудного значения напряжения питания. Гене-
рация стабилизированного по амплитуде и энер-
гии выходного импульса начинается с включения
с помощью схемы управления тиристоров VS2,
VS3 в любой из моментов второй половины полу-
периода напряжения питания, но не ранее, чем че-
рез (500...700) мкс после выключения симистора
VS1. С учетом этого область применения однока-
нальных устройств (рис. 6, б) — первоначальное
возбуждение постоянного тока. На практике такие
устройства используются в основном для возбуж-
дения вспомогательной («дежурной») дуги в плаз-
мотронах для сварки и резки металлов.
Следует отметить, что, несмотря на некоторые
преимущества, устройства, схемы которых приве-
дены на рис. 6, широкого распространения не по-
лучили, так как по сравнению с базовым вариантом
построения возбудителей дуги (см. рис. 2, а) устрой-
ства с накопителями энергии (рис. 6, а, б) для сво-
ей реализации требуют большего количества полу-
проводниковых приборов и пассивных элементов,
поэтому характеризуются более высокими стати-
ческими и динамическими потерями, усложнением
конструкции и большей стоимостью.
Hеобходимость предварительной регулировки
или подстройки угла включения тиристоров ком-
мутирующего ключа для обеспечения эффектив-
ного первоначального поджига дуги постоянного
тока с помощью возбудителей дуги, выполненных
по схеме, представленной на рис. 2, а, может быть
исключена применением ФСУ, построенного по
принципу детектирования амплитуды напряжения
питания. Один из примеров схемотехнического
решения такого ФСУ приведен в [31].
В универсальных по роду тока возбудителях
и стабилизаторах дуги необходимость предвари-
тельной регулировки или подстройки моментов
начала генерации выходных импульсов может
быть устранена с помощью ФСУ, в которых ис-
пользуется дифференциальный метод формиро-
вания импульсов управления тиристорами комму-
тирующего ключа, основанный на генерации этих
импульсов при резких изменениях напряжения
дуги. Примером построения таких ФСУ может
служить схема управления возбудителя-стабили-
затора дуги ВСД-01 У3, приведенная в работе [3].
Промышленное крупносерийное производство
возбудителей дуги с независимым питанием и по-
следовательным включением в цепь дуги, выпол-
ненных в виде отдельных устройств моноблочного
исполнения, впервые было освоено предприятиями
Украины в 1975 г. В течение 1976–1993 годов было
изготовлено более 25 тыс. единиц возбудителей дуги
серий УПД-1, УПД-2 и УПД-3 и их различных мо-
дификаций, которые нашли широкое применение и
как устройства для бесконтактного первоначального
поджига дуги, так и в качестве стабилизаторов го-
рения дуги переменного тока, в том числе при ар-
гонодуговой сварке алюминия и его сплавов [3, 9,
11, 12, 32–34]. Такие возбудители дуги использу-
ются в установках и устройствах для дуговой и ар-
гонодуговой (TIG) сварки (в частности, в установ-
ках и устройствах типа И-118, И-190, УДГ-301М
УХЛ4), в установках для плазменной и микроплаз-
менной сварки, наплавки и напыления (например,
типа УПС-301 УХЛ4, УПС-501 УХЛ4, УН-150,
«Киев-7», Н-155, УМПДС-0605 УХЛ4), в установ-
ках для плазменной и воздушно-плазменной резки
таких, как «Киев-4», в газорезательных машинах
с программным управлением типа «Кристалл»,
в сборных постах дуговой и сварки TIG посто-
янным и переменным током, в другом свароч-
ном оборудовании отечественного и зарубежного
производства.
В связи с изменившимися после 1991 г. эконо-
мическими условиями объем отечественного про-
изводства электронных возбудителей дуги суще-
ственно сократился, однако и в настоящее время их
изготовление осуществляется в ряде зарубежных
стран (в основном в составе технологических уста-
новок), а также небольшими партиями в Украине и
России, и одновременно с этим продолжаются рабо-
ты по совершенствованию таких устройств.
Выводы
1. С использованием решений известных линейных
дифференциальных уравнений второго порядка вы-
44 1/2014
полнен анализ электромагнитных процессов в схеме
базового варианта построения электронных возбу-
дителей дуги с независимым питанием и последо-
вательным включением в цепь дуги, получивших
наибольшее распространение среди вольтдобавоч-
ных устройств для бесконтактного первоначального
поджига и стабилизации горения дуги.
2. На основе выполненного анализа и с учетом
опыта разработки, проектирования, изготовления
и эксплуатации возбудителей дуги с независимым
питанием и последовательным включением в цепь
дуги разработана инженерная методика расчета
таких устройств и выработаны рекомендации по
выбору их элементной базы.
3. В последние десятилетия все большее при-
менение получают электронные возбудители дуги,
в генераторной части которых формирование по-
вышенного напряжения осуществляется с помо-
щью умножения напряжения или резонансной
накачки, при этом полупроводниковый коммути-
рующий ключ подключен параллельно последо-
вательному соединению емкостного накопите-
ля и первичной обмотки выходного импульсного
трансформатора. Анализ и методика расчета та-
ких устройств требуют отдельного рассмотрения,
что, однако, выходит за рамки настоящей работы.
В заключение авторы выражают свою призна-
тельность инженерам В. Ю. Буряку, А. Г. Скирте
и Д. С. Олияненко за ценную помощь при подго-
товке данной работы.
1. Патон Б. Е., Завадский В. А. Импульсное зажигание
дуги при газоэлектрической и ручной дуговой сварке //
Автомат. сварка. — 1956. — № 3. — С.26–35.
2. Голошубов В. І . Зварювальні джерела живлення. — К.:
Арістей, 2005. — 448 с.
3. Оборудование для дуговой сварки: Справ.пособие / Под
ред. В. В. Смирнова. — Л.: Энергоатомиздат, 1986. —
656 с.
4. Пентегов И. В., Дыменко В. В., Склифос В. В. Сварочные
источники питания с импульсным поджигом дуги // Ав-
томат. сварка. — 1994. — № 7. — С.36–39.
5. Гуфан Р. М. Исследование сварочных осцилляторов: Ав-
тореф. дис. … канд. техн. наук. — Ростов-на-Дону, 1967.
— 17 с.
6. Темкин Б. Я. Теория и расчет возбудителей сварочной
дуги: Автореф. дис. … канд. техн. наук. — Л., 1981. —
16 с.
7. Универсальный сварочный осциллятор ИСО / Р. М. Гу-
фан, В. Г. Золотых, Н. М. Будник и др. // Автомат. сварка.
— 1966. — № 8. — С.50–53.
8. Лесков Г. И., Лугин В. П., Светлов А. Т. Подавление ради-
опомех, создаваемых возбудителями и стабилизаторами
дугового разряда // Там же. — 1976. — № 10. — С. 56–59.
9. Подавление радиопомех, создаваемых возбудителем дуги
типа УПД-1 / Н. М. Махлин, В. Г. Федотенков, Д. М. Лив-
шиц и др. // Там же. — 1979. — № 12. — С. 55–57.
10. Ланкин Ю. Н., Лапчинский В. Ф., Масалов Ю. А. Генера-
тор импульсов для зажигания сварочной дуги // Там же.
— 1969. — № 10. — С. 61–63.
11. Дудко Д. А., Федотенков В. Г., Махлин Н. М. Тиристор-
ные генераторы импульсов типа УПД-1 // Там же. —
1980. — № 6. — С. 61–63.
12. Федотенков В. Г., Махлин Н. М., Темкин Б. Я. Генера-
тор импульсов для возбуждения и стабилизации дуги
переменного тока // Свароч. пр-во. — 1981. — № 8. —
С. 33–34.
13. Сварочные источники питания с импульсной стабили-
зацией горения дуги / Б. Е. Патон, И. И. Заруба, В. В.
Дыменко, А. Ф. Шатан. — Киев: Екотехнологія, 2007. —
248 с.
14. Теоретические основы электротехники: Справочник по
теории электрических цепей / Под ред. Ю. А. Бычкова,
В. М. Золотницкого, Э. П. Чернышова. — СПб.: Питер,
2008. — 349 с.
15. Левинштейн М. Л. Операционное исчисление в задачах
электротехники. — Л.: Энергия, 1972. — 360 с.
16. http: //www.dacpol.com.pl
17. http: //www.elcod.spb.ru
18. Мощные полупроводниковые приборы. Тиристоры: Спра-
вочник / В. Я. Замятин, В. Кондратьев, В. М. Петухов. —
М.: Радио и связь, 1988. — 576 с.
19. Ермолин Н. П. Расчет трансформаторов малой мощно-
сти. — Л.: Энергия, 1969. — 192 с.
20. Баев Е. Ф., Фоменко Л. А., Цымбалюк В. С. Индуктивные
элементы с ферромагнитными сердечниками. — М.: Сов.
радио, 1976. — 143 с.
21. Волгов В. А. Детали и узлы радиоэлектронной аппарату-
ры. — М.: Энергия, 1977. — 656 с.
22. Писарев А. Л., Деткин Л. П. Управление тиристорными
преобразователями. — М.: Энергия, 1975. — 264 с.
23. Земан С., Осипов А., Сандырев О. Особенности работы
высокочастотного трансформатора в схеме последова-
тельного резонансного инвертора // Силовая электрони-
ка. — 2007. — № 1. — С. 67–72.
24. Микросхемы для импульсных источников питания и их
применение. — 2-е изд., испр. и доп. — М.: Изд. дом
«Додэка-ХХI», 2001. — 608 с.
25. Справочник по электротехническим материалам / Под
ред. Ю. В. Корицкого, В. В. Пасынкова, Б. М. Тареева. —
3-е изд., перераб. — Л.: Энергоатомиздат, 1988. — Т. 3.
— 728 с.
26. http: //www.epcos.com
27. Тиристоры (Технический справочник) / Пер. с англ. под
ред. В. А. Лабунцова, С. Г. Обухова, А. Ф. Свиридова. —
2-е изд., доп. — М.: Энергия, 1971. — 560 с.
28. Готтлиб И. М. Источники питания. Инверторы, конвер-
торы, линейные и импульсные стабилизаторы / Пер. с
англ. под ред. С. А. Лужанского. — М.: Постмаркет, 2002.
— 544 с.
29. А. с. СССР 567563. Устройство для возбуждения и стаби-
лизации процесса горения дуги / Э. И. Шмаков, В. Г. Фе-
дотенков, Г. Ф. Колесник и др. — Опубл. БИ № 29, 1977.
30. А. с. СССР 1202768. Устройство для возбуждения дуги /
В. Г. Федотенков, Н. М. Махлин, П. С. Турчин. — Опубл.
БИ № 1, 1986.
31. А. с. СССР 1115174 МКИ Н 02 М 1/08. Устройство для
включения тиристоров / Ю. Е. Иванов, В. В. Козак, В. П.
Лиходед и др. — Опубл. БИ № 35, 1984.
32. Применение переменного тока для сварки низкоуглеро-
дистых и легированных сталей, алюминия и его сплавов
/ Э. И. Шмаков, Н. М. Махлин, В. Г. Федотенков и др. //
Монтажные и специальные работы в стр-ве. — 1978. —
№ 4. — С. 20–22.
33. Применение ручной дуговой сварки модулированным то-
ком при изготовлении и монтаже трубопроводов малого
диаметра / П. Н. Бугаев, В. С. Сидорук, Н. М. Махлин и
др. // Монтажные и специальные строительные работы.
Сер. 19. Монтаж и наладка средств автоматизации и свя-
зи. — 1986. — № 11. — С. 26–28.
34. Мощный возбудитель – стабилизатор сварочной дуги /
В. В. Чигарев, Н. А. Грановский, К. А. Кондрашов, Н. А.
Макаренко // Свароч. пр-во. — 2007. — № 7. — С. 14–16.
Поступила в редакцию 15.07.2013
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-103258 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-02T01:08:48Z |
| publishDate | 2014 |
| publisher | Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Махлин, Н.М. Коротынский, А.Е. 2016-06-15T06:47:07Z 2016-06-15T06:47:07Z 2014 Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги / Н.М. Махлин, А.Е. Коротынский // Автоматическая сварка. — 2014. — № 1 (728). — С. 34-44. — Бібліогр.: 34 назв. — рос. https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103258 621.791.035 Рассмотрены вопросы анализа формирования высоковольтных импульсов, инжектируемых в межэлектродный промежуток для первоначального поджига дуги и ее повторных зажиганий, в электронных устройствах с независимым питанием и последовательным включением в цепь основной или вспомогательной («дежурной») дуги, в которых все элементы формирующего контура также включены последовательно. Анализ колебательных процессов в формирующем контуре выполнен с использованием решений известных линейных дифференциальных уравнений второго порядка с ненулевыми начальными условиями. Предложены основанная на этих решениях инженерная методика расчета всех компонентов формирующего контура электронных устройств с независимым питанием для возбуждения дуги, а также вытекающие из экспериментальных данных и опыта проектирования, промышленного изготовления и эксплуатации таких устройств рекомендации по выбору их элементной базы. Описаны варианты схемотехнических решений генераторной части электронных возбудителей дуги с независимым питанием и устройств управления коммутирующим ключом формирующего контура. Авторы выражают свою признательность инженерам В. Ю. Буряку, А. Г. Скирте и Д. С. Олияненко за ценную помощь при подготовке данной работы ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги Analysis and method of calculation of electronic devices of series connection for contactless exciting of arc Article published earlier |
| spellingShingle | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги Махлин, Н.М. Коротынский, А.Е. Научно-технический раздел |
| title | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| title_alt | Analysis and method of calculation of electronic devices of series connection for contactless exciting of arc |
| title_full | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| title_fullStr | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| title_full_unstemmed | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| title_short | Анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| title_sort | анализ и методика расчета электронных устройств последовательного включения для бесконтактного возбуждения дуги |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103258 |
| work_keys_str_mv | AT mahlinnm analizimetodikarasčetaélektronnyhustroistvposledovatelʹnogovklûčeniâdlâbeskontaktnogovozbuždeniâdugi AT korotynskiiae analizimetodikarasčetaélektronnyhustroistvposledovatelʹnogovklûčeniâdlâbeskontaktnogovozbuždeniâdugi AT mahlinnm analysisandmethodofcalculationofelectronicdevicesofseriesconnectionforcontactlessexcitingofarc AT korotynskiiae analysisandmethodofcalculationofelectronicdevicesofseriesconnectionforcontactlessexcitingofarc |