文獻翻譯 關(guān)于防竄焊接滾輪架的發(fā)展現(xiàn)狀

1、關(guān)于防竄焊接滾輪架的發(fā)展現(xiàn)狀方敏摘要：簡述防竄焊接滾輪架的軸向竄動原因， 各種竄動檢測方式的優(yōu)缺點，防竄 控制系統(tǒng)原理，防竄機械執(zhí)行機構(gòu)和未來的發(fā)展趨勢。關(guān)鍵詞：竄動原因竄動檢測控制理論執(zhí)行機構(gòu)發(fā)展趨勢1. 焊件產(chǎn)生軸向竄動的主要原因影響焊件做軸向竄動的主要原因是滾輪各軸線與焊件軸線的平行度。焊接滾 輪架的制造安裝誤差已有行業(yè)標(biāo)準規(guī)定，誤差的具體內(nèi)容有滾輪的跨距、支承距、 對角線長度、高度和偏角等允差，最終表現(xiàn)為螺旋角，因此筒體的軸向運動往往 是不可避免的。由于制造、安裝等原因，滾輪和工件之間存在的螺旋角是工件產(chǎn)生軸向運動的內(nèi)在因素。因此，在制造和使用焊接滾輪架時，首先要盡量做到： 主、從滾輪

2、架都位于同一中心線上。各滾輪的軸線都在一個水平面內(nèi)且相互 平行。滾輪間距相等。2. 焊件軸向竄動的檢測我們的目的是要檢測出焊件在軸線方向上的竄動位移， 從原理上說，可以采 取在焊件筒壁側(cè)面檢測方式和在焊件端面檢測方式。筒壁側(cè)面檢測方式可以不受焊件端面誤差的影響，但這種檢測方式由于要去除筒壁的垂直旋轉(zhuǎn)分量，再加上 打滑、筒體表面粗糙、污物的影響，因此要制造出可靠的傳感器來是不容易的。在焊件端面檢測方式是目前貫用的檢測方式， 這種檢測方法簡單、易行，只要讓 傳感器利用彈簧力頂住筒體端面，跟隨焊件的軸向竄動即可。但這種檢測方式不可避免地受到焊件端面與其軸心線垂直方向上凹凸不平的影響，因此要求對焊件

3、的受測端面進行加工。但對大型焊件來講，這種加工要求的精度越高，其困難和 費用也就越大。能否降低對端面加工的要求，就顯得重要起來。比如，工藝要求 焊件的軸向竄動量不大于 2mm可是焊件的受測端面不平度卻大于 2mm在這種條件下能否做到防止焊件的軸向竄動是衡量防竄滾輪架是否實用的重要指標(biāo) 之一。對滾輪架本身來說，在端面誤差很大的情況下，檢測裝置檢測到的數(shù)據(jù)即 使能保證防竄在允許波動的范圍以內(nèi)，但如果使用焊接設(shè)備機頭部分沒有自動跟 蹤裝置的話，最終焊接出來的焊縫是“ S”形的，這種結(jié)果我們只能判定為不合 格，所以我們要盡最大可能消除端面誤差。為此提出了檢測工件中心位置的方案。 要解決這一問題并不困難

4、，在檢測焊 件中心位置不變的前提下，只要在檢測的過程中能避免如上所說的端面加工誤差 造成的影響就可以了。因此我們可以采用簡單加工固定法，即使用一個小的平板。至于平板面積只需要根據(jù)焊件實際情況來定，設(shè)法固定在焊件的中心位置即可。 當(dāng)然條件是要使平板和焊件的軸線基本垂直?？偟膩碚f，使檢測裝置檢測的是 個基本垂直于焊件軸線的平面，而不是在加工的圓周上就基本可以了。3. 控制理論(1) 模糊控制對于一個焊件，尤其對于一個大型焊件來說，要想確切地知道其檢測端面相 對于其軸心線的垂直度和不平度是比較困難的。 硬性規(guī)定其端面加工誤差不超過 某值有時是不太現(xiàn)實的。在這種條件下，如何做到對不同的焊件都能達到防竄

5、目 的，甚至是零竄動，是關(guān)鍵之所在。對于像防竄滾輪架這類控制系統(tǒng)來講，在影 響焊件軸向竄動的不確定因素很多的情況下， 我們可以借助于模糊控制這種手段 來達到控制目的。模糊控制就是利用計算機模擬人的思維方式， 按照人的操作規(guī) 則進行控制，也就是利用計算機來實現(xiàn)人的控制經(jīng)驗。模糊數(shù)學(xué)可以用來描述過 程變量和控制作用量這類模糊概念及它們之間的關(guān)系，再根據(jù)這些模糊關(guān)系及每一時刻過程變量的檢測值用模糊邏輯推理的方法得出該時刻的控制量。模糊化和 精確的控制是辯證的關(guān)系，計算機仿照人的思維進行模糊控制，而人的大腦中的控制經(jīng)驗是由模糊條件語句構(gòu)成的模糊控制規(guī)則。因此，需要把輸入信號由精確 量轉(zhuǎn)化為模糊量。模糊

6、化首先把輸入信號的采樣值轉(zhuǎn)化到相應(yīng)論域上的一個點(量程變換)，然后再把它轉(zhuǎn)化為該論域上的一個模糊子集。 與模糊化相反，解模糊化過程就是將推理過程中得到的模糊控制作用轉(zhuǎn)化為精確的控制量。不過，對于受控焊件的檢測端面誤差大于防竄精度的控制系統(tǒng)來說，要實現(xiàn)焊件的防竄目的，僅用模糊控制論的方法來解決問題顯然是不夠的。因為焊件的端面誤差已經(jīng) 大于防竄精度的要求，由傳感器送來的偏移量究竟是由于焊件端面的誤差造成 的，還是由于焊件的軸向竄動引起的，計算機僅從送來的信號上是無法區(qū)別的， 況且不同焊件的誤差尺寸和形狀都是不一樣的。 為此，在這里我們引入了自適應(yīng) 控制方法。自適應(yīng)控制自適應(yīng)控制具有修正本身特性參數(shù)

7、以適應(yīng)被對象和擾動的動態(tài)特性變化的能力。在自適應(yīng)系統(tǒng)中，我們采用的算法是“參數(shù)追蹤算法”。即計算機對送來 的信號進行自動追蹤和預(yù)設(shè)動做閥值，這些參數(shù)在控制過程中都不是固定不變 的。通俗一點說，就是先讓計算機記住焊件的端面形狀， 然后再分辨出真正的竄 動量。這樣一來問題就簡單了，只要做到對竄動量進行控制而對端面誤差不與理 睬即可。順著這一思路，經(jīng)過一段時間的調(diào)節(jié)，我們就可以做到焊件在其軸向上的“零竄動”自適應(yīng)過程的時間長短視焊件端面誤差而定，對于端面誤差在5mm的焊件，大約15min后即可把竄動量限制在 2mr以內(nèi)，大約經(jīng)過0.5h后即可做到 使焊件保持“零竄動”。(3)控制理論的實現(xiàn)我們是在可

8、編程序控制器PLCh實現(xiàn)上述控制理論的。雖說PLC編程語句和相 應(yīng)的函數(shù)功能不夠豐富，但從原理上說，只要具備記憶功和判斷功能，就能實現(xiàn) 我們想要的控制算法。我們之所以選擇PLC就是能因為PLC這一產(chǎn)品已適應(yīng)于工 業(yè)控制，況且它也具備計算機所應(yīng)具備的一些基本功能。實踐也證明了這一選擇 是正確的。綜上所述：竄動檢測采用檢測筒體中心位置， 借助模糊控制理念，通過位移 傳感器，實時將焊件的軸向竄動情況反饋給 PLC然后由PL(根據(jù)通過D/A轉(zhuǎn)換過來的數(shù)字量，同時以外在給定的一些條件，如：主動輪和被動輪之間的間距、主動輪轉(zhuǎn)速、安全區(qū)設(shè)定值等條件來判斷給出多少脈沖量、調(diào)整頻率的快慢，進行 糾偏裝置的調(diào)整。

9、通過不斷的實時判斷和調(diào)整，使竄動趨勢減弱。在調(diào)整過程中 根據(jù)實際的竄動趨勢，PLGt行著該不該給出調(diào)整量這一控制。直至焊件回竄進 入安全區(qū)域的時候，將近零位時進行一次適量的反調(diào)整， 以保證工件不至于進入 另一方向的反竄情況。經(jīng)過幾次反復(fù)調(diào)整來回震蕩，最終使焊件在一定的范圍內(nèi) 穩(wěn)定運轉(zhuǎn)，也就達到了最終的控制目的。4、防竄機械執(zhí)行機構(gòu)實際上，焊件在滾輪架上的軸向竄動，其焊件本身是在作螺旋運動，如能采 取措施，把焊件的左旋及時地改為右旋或?qū)⒂倚臑樽笮?，直至焊件不再作螺?運動為止。目前，已有三種執(zhí)行機構(gòu)可完成此任務(wù):(1)頂升式執(zhí)行機構(gòu)從動滾輪架的一側(cè)滾輪可以做升降運動，使焊件軸線發(fā)生偏移，同時也

10、使焊件自重產(chǎn)生的軸向分量發(fā)生變化， 從而實現(xiàn)螺旋角的改變 的，其調(diào)節(jié)量為:P 0 = (1 + cos a )00 /(21)P = (1 - cos a )oo /l式中，I為跨距，以上兩式說明在升降式調(diào)節(jié)的調(diào)節(jié)量中，存在協(xié)調(diào)與非協(xié)調(diào)兩 種成分。這種調(diào)節(jié)方式其優(yōu)點是調(diào)節(jié)靈敏度較高，缺點是制造成本高，體積大。(2) 偏移式執(zhí)行機構(gòu)從動滾輪架的兩側(cè)滾輪沿其垂直中心線可做同向偏移, 以此改變滾輪與焊件的軸向摩擦分力。其調(diào)節(jié)量為P 0 =00 C0S( a /2)/1因此平移式調(diào)節(jié)產(chǎn)生的調(diào)節(jié)量全部由協(xié)調(diào)成分構(gòu)成這種調(diào)節(jié)方式其優(yōu)點是靈敏 度高，但最大的缺點是對滾輪的磨損太大。(3) 平移式執(zhí)行機構(gòu)通過

11、偏轉(zhuǎn)機構(gòu)使某一從動滾輪繞AA軸轉(zhuǎn)過一定的角度，從而達到調(diào)節(jié)焊件軸心線以及調(diào)節(jié)滾輪軸線夾角的目的。若安裝時滿足下列 關(guān)系：P + ( a /2) = n /2則偏轉(zhuǎn)角即為螺旋角，其調(diào)節(jié)量為8 0 =8 /4上式說明在偏轉(zhuǎn)式調(diào)節(jié)的調(diào)節(jié)量中,主要由非協(xié)調(diào)成分構(gòu)成.這種調(diào)節(jié)方式其優(yōu)點是穩(wěn)定性好,制造成本低，結(jié)構(gòu)簡單，不占用額外的安裝空間。升降式調(diào)節(jié)平移式調(diào)節(jié)偏轉(zhuǎn)式調(diào)調(diào)節(jié)方式的比較易使筒體擦傷，并加劇滾輪輪面的磨損.因此從調(diào)節(jié)量的組成來看，在三種調(diào)節(jié)方 式中以平移式為優(yōu)，而且平移式機構(gòu)的橫向尺寸較小，適于工作場地受限制的場合.但平移式調(diào)節(jié)要求兩個從動滾輪同步水平移動，滾輪架的噸位不能太大.從調(diào)節(jié)的靈敏度

12、來看，由于筒體重力可自然消除舉升機構(gòu)傳動鏈上的往復(fù)運 動間隙，因此在三種調(diào)節(jié)方式中以升降式為優(yōu)，而平移式和偏轉(zhuǎn)式機構(gòu)均需采取專 門措施來消除其傳動鏈上的往復(fù)間隙，特別是低速級的間隙.此外,兩個舉升機構(gòu) 組合起來還可作為裝配滾輪架使用.從對焊接過程的影響來看，則以偏轉(zhuǎn)式為優(yōu)，因為升降式和平移式機構(gòu)在調(diào)節(jié) 時均要改變筒體軸線的位置，特別是當(dāng)焊縫位于從動滾輪一側(cè)時，影響更大.偏轉(zhuǎn) 式調(diào)節(jié)的缺點是，由于希望能夠?qū)χС芯鄐進行無級調(diào)節(jié)，以所要求的關(guān)系，從而增 加了機構(gòu)的復(fù)雜性；否則在調(diào)節(jié)過程中，偏轉(zhuǎn)滾輪將直接對筒體產(chǎn)生方向不定的軸 向推力,加劇滾輪輪面的磨損，并增大偏轉(zhuǎn)機構(gòu)的功率.其次是在調(diào)節(jié)量中非協(xié)調(diào)

13、 成分占的比例大，對于滾輪架的制造安裝誤差要求更嚴格.防軸竄焊接滾輪架三種機械調(diào)節(jié)方式的綜合比較比較內(nèi)容升降式調(diào)節(jié)偏轉(zhuǎn)式調(diào)節(jié)平移式調(diào)節(jié)調(diào)節(jié)方式特點通過一個滾輪的升降改變螺旋角通過一個滾輪的偏轉(zhuǎn)改變螺旋角通過兩個滾輪的平移改變螺旋角調(diào)節(jié)性質(zhì)含有協(xié)調(diào)與非協(xié)調(diào)分量兩種成分只含有非協(xié)調(diào)分量一種成分只含有協(xié)調(diào)分量一種成分軸向力調(diào)節(jié)產(chǎn)生一定的軸向力調(diào)節(jié)產(chǎn)生較大的軸向力調(diào)節(jié)不產(chǎn)生軸向力輪面與筒體的磨損居中較大較小機械往復(fù)運動間隙筒體重力自然消除往復(fù)運動間隙需米取專門措施消除往復(fù)間隙需米取專門措施消除往復(fù)間隙機構(gòu)橫向尺寸較大居中較小支承距的調(diào)節(jié)不必?zé)o級調(diào)節(jié)必需無級調(diào)節(jié)不必?zé)o級調(diào)節(jié)對焊接過程的影響從動輪一側(cè)稍有

14、影響無影響從動輪一側(cè)稍有影響其它用途組合后可用作對接裝配滾輪架5、當(dāng)代世界焊接裝備的發(fā)展水平和趨勢(1) 精密化！精密化的內(nèi)涵包括高精度、高質(zhì)量和高可靠性。(2) 大型化！焊接裝備的大型化是焊接結(jié)構(gòu)向高參數(shù)、重型化和大型化發(fā)展的需要。(3)多功能化！為充分發(fā)揮自動化焊接設(shè)備的效率，一臺焊接裝備可按工藝要求裝備各種焊頭，如單絲和多絲埋弧焊，單絲或雙絲窄間隙埋弧焊頭。參考文獻:1李佳慧.防軸向位移焊接滾輪架控制系統(tǒng)的設(shè)計與研究J.長春大學(xué)學(xué)報.1999 2顏平錄.如何制造焊件軸向零竄動的焊接滾輪架J.無錫陽通機械有限公 司技術(shù)中心.20033 馬杭,朱亮等.關(guān)于防軸竄焊接滾輪架的研究J:.焊接學(xué)報

15、.19984 羅生梅，陳利.焊接滾輪架上工件軸向竄動防竄機理研究J.機床與液壓.20075 沈風(fēng)剛，薛錦.焊接滾輪架上工件軸向運動調(diào)節(jié)機理研究J.西安交通大學(xué)學(xué)報.19986 馬杭，王政.防軸竄焊接滾輪架的進一步研究J.甘肅工業(yè)大學(xué)學(xué)報.19977 段樹桐.GLF-160防竄滾輪架微機控制系統(tǒng)的研究J.甘肅科學(xué)學(xué)報.19978 張愛華等.防軸竄焊接滾輪架微機控制系統(tǒng)J .甘肅工業(yè)大學(xué)學(xué)報.19949曹旋戰(zhàn).滾輪架地方標(biāo)準的修訂與再修訂N.標(biāo)準化報道.199210王永初.自動調(diào)節(jié)系統(tǒng)工程設(shè)計M 北京：機械.200111于寶玲，沈永文.預(yù)防筒體竄動的焊接滾輪架C.東方電氣評論.199212朱亮.焊

16、接滾輪架的合理使用及其功率計算J .成都大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）.19941314唐志新.頂升式防竄焊接滾輪架的控制和應(yīng)用J .焊接與切割.2008 劉峰，李希臣.焊接滾輪架膠輪撕裂磨損分析及改造J.起重運輸機 械.201115于有生.自調(diào)式焊接滾輪架的一個幾何約束條件J.焊接設(shè)計與材料.2001Exp eriment and study into the axial drifting of the cylinderof a welding rollerbeAbstract : The basic theory of the axial drifting of the cylinder of a

17、 welding roller bed is in troduced in the pap er,a nd at the same time exp erime nt and study on the mecha nism of the axial drifti ng of the cyli nder have bee n done on an exp erime ntal model of the weldi ng roller bed . It is show n that the main cause of the axial drift ing of the cylinder lies

18、 in the existenee of a spiral angle between the cylinder and the cyli nder and the roller.This article main ly an alyzes the spiral An gle and circumfere ntial velocitys in flue nee on the cha nn eli ng moti on artifacts.|Keywordswelding roller bed axial motionspiral angle Cylinder linear velocity1

19、IntroductionThe 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 obj

20、ect),the cyli nder wheel on the roller bed,i nevitably it will occur axial drift in g,so that affect the welding quality. If not take the anti-floating measure,the welding cannot going because of the large drifti ng.This topic research whe n the circular work piece weldi ng, axial drifting mechanism

21、s. Design the dynamic welding roller frame. Especially app lied to the roller frame.2.Ex periment2.1 Descri phm of exp erme ntThe exp erime ntal model is show n in Fig 1.Exp erime nts were done to studytwo factors: the spiral angle and the cylinder circular linear velocity, which affect the axial dr

22、ift ing of the cyli nder. In the exp erime nti ng p rocess. the axial dis pl aceme nt Sa and the axial drift ing velocity Va of the cyli nder 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 d

23、is placeme nt sen sor into con tact with one end of the cyli nder. with the sen sor being conn ected to an X-Y recorder to record the cyli nder axial dis pSceme nt every 5s. Lin early regress ing the plot Sa-t (t expressestime), the average drifting velocity Va, at every deflecting an gle can be cal

24、culated. Before exp erime nti ng. the exp erime ntal 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 fourMl； Driving device of driving roller Ml： Lining device of driven roller Mj： D亡fleeting devkc of driven roller M4： D

25、ispiacement sensorMs： X Y recorder1 Driving roller No. 1 2Lifted driven roller No, 23 Driven roller No, 34Deflected driven roller No 4rollers 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 equil

26、ibrium po siti on. Then the cyli nder does not drift over a long time. or p eriodically drift over a very small axial range2.2ex perime nt results and discussi on2.2.1 Effect of spiral an gle (I) Fig. 6 shows that cha nge of Va with the variati on ofThe testi ng con diti on is: p ositive rotali on,

27、Vc=35m/hThe Va-tanp 4 curve shows that Va is directly proportional to tan p 4 when p 4 isrelatively small (16c ). The slope of the line being 3. 06 mm/s, Va is noIon ger direclly prop orti onal to tan p 4 whe n p 4, is greater tha n 6C The curve is an arched curve. i. e . with the in creme nt of p 4

28、,.Va, in creases. but with the in creme nt of Va gradually beco ming smallet Because on ly one drive n roller (roller No. 4) is deflected, i.e p 4 can be cha nged whilst the others rema in zero, the cylinder makes a non-compatible motion. When p 4 is relatively small, Va is small also. The axial fri

29、ctional 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 coordi nated by elastic slidi ng. thus Va is:14iX tan 04in the theoretical curve, thesl

30、ope K can be calculated by the follow ing equati on:中 35000予小j 、K = f M 243(押MF / s)4 廣3600x4K=3.06mm/s in the exp erime ntal curve. Thus, in tak ing acco unt of the exp erime ntal toleranee, the two slopes can be considered to be approximately equal. When p 4 is relatively large, the axial frict io

31、nal forces betwee n the cyli nder and the rollers are larger than the maximum axial frictional Force, and cylinder produces frictional slidi ng aga inst the rollers Because of Ihe existe nee of slidi ng fricti onal resista nee. Va is no Ion ger lin carty in creased with the in creme nt of tan p 4 Wi

32、th the in creme nt of tanp 4 the in creme nt of V a; with gradually become smallert (sbetwee n Sa andin the nu mberdegree of the(2) The followi ng three exp erime nts were arran ged to study the cyli nder s non-compatible axial motion further, deflecting positively one roller. two rollers and three

33、rollers by the same sp iral an gle to measure three curves v The exp erime ntal results are show n in Fig 7. With the in creme nt of deflected rollers, Va becomes greater. i e Va 3 Va 2 Va1 When the number of driven rollers deflected is varied, the cyli nder non-co mp atible axial moti on will be ch

34、a nged. With the in creme nt 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 cylinder axial motion will be transformed from noncompatible motion to compatible motion. Thus, Va

35、 becomes greater also, ultimately, being equal to the compatible axial velocity determined by the spiral angle p Now. the four rollers have the same spiral anyle p . So that Va is: 人 02.2.2 effect of circular lin ear velocity Deflect ing drive n roller No 4 to a spiral an gle of +2ilibritomrptoetequ

36、theVathe 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 p 4=+2 is too small, the cylinder does not make frictional sliding against each roller. Thus, the rela

37、tive axial motion between roller and the cyli nder is comp letely coordi nated by their elastic slidi ng, so that isK *4=I 41I. e .Va is directly prop orti onal to Ve For the theoretical Curve the slope can be calculated by the followingequation K”=.25tan p0.25ta n2=0.00873 where K=0.00708mm/s in th

38、e exp erime ntal curve. Thus, in tak ing acco unt of the exp erime ntal tolera nee, the two slopes can be con sidered to be app roximately equal.51015 B U 853 Conclusions(l).Because of the deviations due to manufacturing and assembling. the cylinder central line and the roller xis aare not parallel. i. e , they are not in the same plane, and the