文献翻译-关于防窜焊接滚轮架的发展现状.doc

关于防窜焊接滚轮架的发展现状方敏摘要：简述防窜焊接滚轮架的轴向窜动原因，各种窜动检测方式的优缺点，防窜控制系统原理，防窜机械执行机构和未来的发展趋势。关键词：窜动原因 窜动检测 控制理论 执行机构 发展趋势1.焊件产生轴向窜动的主要原因 影响焊件做轴向窜动的主要原因是滚轮各轴线与焊件轴线的平行度。焊接滚轮架的制造安装误差已有行业标准规定，误差的具体内容有滚轮的跨距、支承距、对角线长度、高度和偏角等允差，最终表现为螺旋角，因此筒体的轴向运动往往是不可避免的。由于制造、安装等原因，滚轮和工件之间存在的螺旋角是工件产生轴向运动的内在因素。因此，在制造和使用焊接滚轮架时，首先要尽量做到：主、从滚轮架都位于同一中心线上。各滚轮的轴线都在一个水平面内且相互平行。滚轮间距相等。2.焊件轴向窜动的检测我们的目的是要检测出焊件在轴线方向上的窜动位移，从原理上说，可以采取在焊件筒壁侧面检测方式和在焊件端面检测方式。筒壁侧面检测方式可以不受焊件端面误差的影响，但这种检测方式由于要去除筒壁的垂直旋转分量，再加上打滑、筒体表面粗糙、污物的影响，因此要制造出可靠的传感器来是不容易的。在焊件端面检测方式是目前贯用的检测方式，这种检测方法简单、易行，只要让传感器利用弹簧力顶住筒体端面，跟随焊件的轴向窜动即可。但这种检测方式不可避免地受到焊件端面与其轴心线垂直方向上凹凸不平的影响，因此要求对焊件的受测端面进行加工。但对大型焊件来讲，这种加工要求的精度越高，其困难和费用也就越大。能否降低对端面加工的要求，就显得重要起来。比如，工艺要求焊件的轴向窜动量不大于2mm，可是焊件的受测端面不平度却大于2mm，在这种条件下能否做到防止焊件的轴向窜动是衡量防窜滚轮架是否实用的重要指标之一。对滚轮架本身来说，在端面误差很大的情况下，检测装置检测到的数据即使能保证防窜在允许波动的范围以内，但如果使用焊接设备机头部分没有自动跟踪装置的话，最终焊接出来的焊缝是“S” 形的，这种结果我们只能判定为不合格，所以我们要尽最大可能消除端面误差。为此提出了检测工件中心位置的方案。要解决这一问题并不困难，在检测焊件中心位置不变的前提下，只要在检测的过程中能避免如上所说的端面加工误差造成的影响就可以了。因此我们可以采用简单加工固定法，即使用一个小的平板。至于平板面积只需要根据焊件实际情况来定，设法固定在焊件的中心位置即可。当然条件是要使平板和焊件的轴线基本垂直。总的来说，使检测装置检测的是一个基本垂直于焊件轴线的平面，而不是在加工的圆周上就基本可以了。3. 控制理论(1)模糊控制 对于一个焊件，尤其对于一个大型焊件来说，要想确切地知道其检测端面相对于其轴心线的垂直度和不平度是比较困难的。硬性规定其端面加工误差不超过某值有时是不太现实的。在这种条件下，如何做到对不同的焊件都能达到防窜目的，甚至是零窜动，是关键之所在。对于像防窜滚轮架这类控制系统来讲，在影响焊件轴向窜动的不确定因素很多的情况下，我们可以借助于模糊控制这种手段来达到控制目的。模糊控制就是利用计算机模拟人的思维方式，按照人的操作规则进行控制，也就是利用计算机来实现人的控制经验。模糊数学可以用来描述过程变量和控制作用量这类模糊概念及它们之间的关系，再根据这些模糊关系及每一时刻过程变量的检测值用模糊逻辑推理的方法得出该时刻的控制量。模糊化和精确的控制是辩证的关系，计算机仿照人的思维进行模糊控制，而人的大脑中的控制经验是由模糊条件语句构成的模糊控制规则。因此，需要把输入信号由精确量转化为模糊量。模糊化首先把输入信号的采样值转化到相应论域上的一个点(量程变换)，然后再把它转化为该论域上的一个模糊子集。与模糊化相反，解模糊化过程就是将推理过程中得到的模糊控制作用转化为精确的控制量。不过，对于受控焊件的检测端面误差大于防窜精度的控制系统来说，要实现焊件的防窜目的，仅用模糊控制论的方法来解决问题显然是不够的。因为焊件的端面误差已经大于防窜精度的要求，由传感器送来的偏移量究竟是由于焊件端面的误差造成的，还是由于焊件的轴向窜动引起的，计算机仅从送来的信号上是无法区别的，况且不同焊件的误差尺寸和形状都是不一样的。为此，在这里我们引入了自适应控制方法。(2)自适应控制 自适应控制具有修正本身特性参数以适应被对象和扰动的动态特性变化的能力。在自适应系统中，我们采用的算法是“参数追踪算法”。即计算机对送来的信号进行自动追踪和预设动做阀值，这些参数在控制过程中都不是固定不变的。通俗一点说，就是先让计算机记住焊件的端面形状，然后再分辨出真正的窜动量。这样一来问题就简单了，只要做到对窜动量进行控制而对端面误差不与理睬即可。顺着这一思路，经过一段时间的调节，我们就可以做到焊件在其轴向上的“零窜动”自适应过程的时间长短视焊件端面误差而定，对于端面误差在5mm的焊件，大约15min后即可把窜动量限制在2mm以内，大约经过0.5h后即可做到使焊件保持“零窜动”。(3)控制理论的实现我们是在可编程序控制器PLC上实现上述控制理论的。虽说PLC编程语句和相应的函数功能不够丰富，但从原理上说，只要具备记忆功和判断功能，就能实现我们想要的控制算法。我们之所以选择PLC，就是能因为PLC这一产品已适应于工业控制，况且它也具备计算机所应具备的一些基本功能。实践也证明了这一选择是正确的。综上所述：窜动检测采用检测筒体中心位置，借助模糊控制理念，通过位移传感器，实时将焊件的轴向窜动情况反馈给PLC，然后由PLC根据通过D/A转换过来的数字量，同时以外在给定的一些条件,如：主动轮和被动轮之间的间距、主动轮转速、安全区设定值等条件来判断给出多少脉冲量、调整频率的快慢，进行纠偏装置的调整。通过不断的实时判断和调整，使窜动趋势减弱。在调整过程中根据实际的窜动趋势，PLC进行着该不该给出调整量这一控制。直至焊件回窜进入安全区域的时候，将近零位时进行一次适量的反调整，以保证工件不至于进入另一方向的反窜情况。经过几次反复调整来回震荡，最终使焊件在一定的范围内稳定运转，也就达到了最终的控制目的。4、防窜机械执行机构实际上，焊件在滚轮架上的轴向窜动，其焊件本身是在作螺旋运动，如能采取措施，把焊件的左旋及时地改为右旋或将右旋改为左旋，直至焊件不再作螺旋运动为止。 目前，已有三种执行机构可完成此任务： （1）顶升式执行机构 从动滚轮架的一侧滚轮可以做升降运动，使焊件轴线发生偏移，同时也使焊件自重产生的轴向分量发生变化，从而实现螺旋角的改变的，其调节量为：0= (1 + cos)oo/(2l) = (1 - cos)oo/l式中， l为跨距，以上两式说明在升降式调节的调节量中，存在协调与非协调两种成分。这种调节方式其优点是调节灵敏度较高，缺点是制造成本高，体积大。（2）偏移式执行机构 从动滚轮架的两侧滚轮沿其垂直中心线可做同向偏移，以此改变滚轮与焊件的轴向摩擦分力。其调节量为0=oocos(/2)/l = 0 因此平移式调节产生的调节量全部由协调成分构成这种调节方式其优点是灵敏度高，但最大的缺点是对滚轮的磨损太大。（3）平移式执行机构 通过偏转机构使某一从动滚轮绕AA轴转过一定的角度，从而达到调节焊件轴心线以及调节滚轮轴线夹角的目的。若安装时满足下列关系：+ (/2) =/2 则偏转角即为螺旋角,其调节量为0=/4 =上式说明在偏转式调节的调节量中,主要由非协调成分构成.这种调节方式其优点是稳定性好，制造成本低，结构简单，不占用额外的安装空间。 升降式调节 平移式调节 偏转式调节调节方式的比较由于调节所产生的非协调成分将导致筒体与滚轮间的轴向力和摩擦滑动,容易使筒体擦伤,并加剧滚轮轮面的磨损.因此从调节量的组成来看,在三种调节方式中以平移式为优,而且平移式机构的横向尺寸较小,适于工作场地受限制的场合.但平移式调节要求两个从动滚轮同步水平移动,滚轮架的吨位不能太大.从调节的灵敏度来看,由于筒体重力可自然消除举升机构传动链上的往复运动间隙,因此在三种调节方式中以升降式为优,而平移式和偏转式机构均需采取专门措施来消除其传动链上的往复间隙,特别是低速级的间隙.此外,两个举升机构组合起来还可作为装配滚轮架使用.从对焊接过程的影响来看,则以偏转式为优,因为升降式和平移式机构在调节时均要改变筒体轴线的位置,特别是当焊缝位于从动滚轮一侧时,影响更大.偏转式调节的缺点是,由于希望能够对支承距s进行无级调节,以所要求的关系,从而增加了机构的复杂性;否则在调节过程中,偏转滚轮将直接对筒体产生方向不定的轴向推力,加剧滚轮轮面的磨损,并增大偏转机构的功率.其次是在调节量中非协调成分占的比例大,对于滚轮架的制造安装误差要求更严格. 防轴窜焊接滚轮架三种机械调节方式的综合比较比较内容升降式调节偏转式调节平移式调节调节方式特点通过一个滚轮的升降改变螺旋角通过一个滚轮的偏转改变螺旋角通过两个滚轮的平移改变螺旋角调节性质含有协调与非协调分量两种成分只含有非协调分量一种成分只含有协调分量一种成分轴向力调节产生一定的轴向力调节产生较大的轴向力调节不产生轴向力轮面与筒体的磨损居中较大较小机械往复运动间隙筒体重力自然消除往复运动间隙需采取专门措施消除往复间隙 需采取专门措施消除往复间隙 机构横向尺寸较大居中较小支承距的调节不必无级调节必需无级调节不必无级调节对焊接过程的影响从动轮一侧稍有影响无影响从动轮一侧稍有影响其它用途组合后可用作对接装配滚轮架 无无5、当代世界焊接装备的发展水平和趋势（1）精密化! 精密化的内涵包括高精度、高质量和高可靠性。（2）大型化! 焊接装备的大型化是焊接结构向高参数、重型化和大型化发展的需要。（3）多功能化! 为充分发挥自动化焊接设备的效率，一台焊接装备可按工艺要求装备各种焊头，如单丝和多丝埋弧焊，单丝或双丝窄间隙埋弧焊头。参考文献：1李佳慧防轴向位移焊接滚轮架控制系统的设计与研究J长春大学学报.19992颜平录.如何制造焊件轴向零窜动的焊接滚轮架J.无锡阳通机械有限公司技术中心.20033马杭 ,朱亮等.关于防轴窜焊接滚轮架的研究J.焊接学报.19984罗生梅，陈利.焊接滚轮架上工件轴向窜动防窜机理研究J.机床与液压.20075沈风刚，薛锦.焊接滚轮架上工件轴向运动调节机理研究J.西安交通大学学报.19986马杭，王政.防轴窜焊接滚轮架的进一步研究J.甘肃工业大学学报.19977段树桐.GLF-160防窜滚轮架微机控制系统的研究J.甘肃科学学报.19978张爱华等.防轴窜焊接滚轮架微机控制系统J.甘肃工业大学学报.19949曹旋战.滚轮架地方标准的修订与再修订N.标准化报道.199210王永初自动调节系统工程设计M北京：机械 .200111于宝玲，沈永文.预防筒体窜动的焊接滚轮架C.东方电气评论.199212朱亮.焊接滚轮架的合理使用及其功率计算J.成都大学学报（自然科学版）.199413唐志新.顶升式防窜焊接滚轮架的控制和应用J.焊接与切割.200814刘峰，李希臣.焊接滚轮架胶轮撕裂磨损分析及改造J.起重运输机械.201115于有生.自调式焊接滚轮架的一个几何约束条件J.焊接设计与材料.2001 Experiment and study into the axial drifting of the cylinder of a welding rollerbeAbstract ：The basic theory of the axial drifting of the cylinder of a welding roller bed is introduced in the paper,and at the same time experiment and study on the mechanism of the axial drifting of the cylinder have been done on an experimental model of the welding roller bed . It is shown that the main cause of the axial drifting of the cylinder lies in the existence of a spiral angle between the cylinder and the cylinder and the roller.This article mainly analyzes the spiral Angle and circumferential velocitys influence on the channeling motion artifacts. Keywords:welding roller bed axial motion spiral angle Cylinder linear velocity 1 Introduction The Welding and Production in the big Thick-Cliff、The Large-Scale、High-Content、Endure-Ablation of the pressure vessel of the Boiler、Oil、chemical,because of reason of the error of the manufacture-installation and the abnormity of geometry-form of the cylinder(departure ideal gyration object),the cylinder wheel on the roller bed,inevitably it will occur axial drifting,so that affect the welding quality. If not take the anti-floating measure,the welding cannot going because of the large drifting. This topic research when the circular workpiece welding, axial drifting mechanisms. Design the dynamic welding roller frame. Especially applied to the roller frame.2.Experiment 2.1 Descriphm of experment The experimental model is shown in Fig 1. Experiments were done to study two factors: the spiral angle and the cylinders circular linear velocity, which affect the axial drifting of the cylinder. In the experimenting process. the axial displacement Sa and the axial drifting velocity Va of the cylinder were measured by the variation of the two factors described above. The measuring method is shown in Fig. 1, and is carried out by means of bringing an axial displacement sensor into contact with one end of the cylinder. with the sensor being connected to an X-Y recorder to record the cylinders axial displacement every 5s. Linearly regressing the plot Sa-t (t expresses time), the average drifting velocity Va, at every deflecting angle can be calculated. Before experimenting. the experimental model is initialised as follows: first. the height of the four rollers is adusted by means of a level to put the centers of the four rollers in the same horizontal plane, and at the four vertexes of the rectangle. then the rollers are deflected so that the rotating cylinder is at the relative equilibrium position. Then the cylinder does not drift over a long time. or periodically drift over a very small axial range2.2experiment results and discussion 2.2.1 Effect of spiral angle (I) Fig. 6 shows that change of Va with the variation ofThe testing condition is: positive rotalion, Vc=35m/h L=422mm, =60”The Va-tan4 curve shows that Va is directly proportional to tan4 when4 is relatively small (16c ). The slope of the line being 3. 06 mm/s, Va is no longer direclly proportional to tan4 when 4, is greater than 6C The curve is an arched curve. i. e . with the increment of 4,.Va, increases. but with the increment of Va gradually becoming smallet Because only one driven roller (roller No. 4) is deflected, i.e 4 can be changed whilst the others remain zero, the cylinder makes a non-compatible motion. When 4 is relatively small, Va is small also. The axial frictional forces between the cylinder and rollers are less than the maximum axial frictional force, and the cylinder produces an elastic sliding against rollers. Axial motion between each roller and the cylinder is coordinated by elastic sliding. thus Va is:in the theoretical curve, the slope K can be calculated by the following equation: K=3.06mm/s in the experimental curve. Thus, in taking account of the experimental tolerance, the two slopes can be considered to be approximately equal. When 4 is relatively large, the axial frictional forces between the cylinder and the rollers are larger than the maximum axial frictional Force, and cylinder produces frictional sliding against the rollers Because of Ihe existence of sliding frictional resistance. Va is no longer lincarty increased with the increment of tan4 With the increment of tan4 the increment of V a; with gradually become smaller(2) The following three experiments were arranged to study the cylinders non-compatible axial motion further, deflecting positively one roller. two rollers and three rollers by the same spiral angle to measure three curves between Sa and v The experimental results are shown in Fig 7. With the increment in the number of deflected rollers, Va becomes greater. i e Va 3 Va 2 Va1 When the number of driven rollers deflected is varied, the degree of the cylinders non-compatible axial motion will be changed. With the increment of the number of lollers deflected by the same spiral angle. the compatible component becomes greater, but the non-compatible component becomes smaller. In other words, the cylinders axial motion will be transformed from noncompatible motion to compatible motion. Thus, Va becomes greater also, ultimately, being equal to the compatible axial velocity determined by the spiral angle Now. the four rollers have the same spiral anyle . So that Va is: 2.2.2 effect of circular linear velocityDeflecting driven roller No 4 to a spiral angle of +2”from the equilibrium position, the cylinder will suffer axial drifting, Fig. 8 shows the Va-Vc curve, which latter indicates that Va is directly proportional to Vc, the slope of the curve being approximately 0.00708 because 4=+2 is too small, the cylinder does not make frictional sliding against each roller. Thus, the relative axial motion between the roller and the cylinder is completely coordinated by their elastic sliding, so that Va isI. e .Va is directly proportional to Ve For the theoretical Curve the slope K * can be calculated by the following equation K”=0.25tan4= 0.25tan2=0.00873 where K=0.00708mm/s in the experimental curve. Thus, in taking account of the experimental tolerance, the two slopes can be considered to be approximately equal. 3 Conclusions (1).Because of the deviations due to manufacturing and assembling. the cylinders central line and the rollers axis are not parallel. i. e , they are not in the same plane, and there is a spiral angle at thc point of contact between the cylinder and the roller in the circular linear velocity direction. The existence of is the basic reason for the occurrence of axial drifting. The effect of gravity in cylinders axial direction is also one of reasons for drifting. (2)The reasonable adjustment of the axial motion is to make the non-compatible component as small as possible and the compatible component as large as possible. (3)With the increment of the number of rollers deflected by the same value of the compatible component of axial velocity increases, but the non-compatible component decreases. With the increment of the compatible component, the velocity of axial drifting of the cylinder increasesReferences:(1) Z Wang(ed ). teaching material on welding machinery Equipment Gansu university of Technology lanzhou P R china (1992) pp 85-98 (2)Wuhan lnstitulcof Buildins Materials and TechnologyI Tongi Universily. Nanjing Institute of Chemical Engineering, and Huanan Institute of Technology. Cement Producing machinery equipment, Architectural Industrial Publishing House of China, Beijing, (1981) pp, 184-187 (3)J . Halling(ed.). Principles of Trilrology The Macmillan Press, (1975) pp. 174-2001. 基于C8051F单片机直流电动机反馈控制系统的设计与研究2. 基于单片机的嵌入式Web服务器的研究 3. 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