<Desc/Clms Page number 1>
Installation de commande de courant électrique.
La présente invention a pour objet une installation de commande de courant électrique, particulièrement pour ré- gler le fonctionnement d'appareils à souder comportant des valves à décharge électrique.
Dans les appareils à souder à résistance, à soudure par points et à soudure continue, le courant de soudure est fourni sous forme d'impulsions intermittentes. Chaque im- pulsion de courant est fournie pendant un intervalle de temps prédéterminé et deux impulsions de courant successives sont séparées par un intervalle de temps prédéterminé qui peut être désigné comme intervalle de pause. De plus, l'alimen-
<Desc/Clms Page number 2>
tation en impulsions de courant a lieu par une source de cou- rant alternatif et ces impulsions sont composées de trains de sous-impulsions, chacune de ces dernières correspondant à une demi période de la source.
Dans la soudure de ce genre il est souvent important qu'il n'y ait point de variations essentiel- les dans les impulsions de courant aussi bien .au point de vue de la relation entre la grandeur instantanée de chaque sous- impulsion et la grandeur des autres qu'au point de vue du pro- duit du temps de durée des impulsions et de l'importance moyenne du courant dans chaque impulsion, c'est-à-dire les ampères-secondes. Si la différence entre le produit temps- courant maximum et minimum est par exemple de 50%, on rencon- tre des difficultés pour régler le courant moyen à une valeur telle que des résultats satisfaisants soient obtenus dans la soudure de bien des matières.
Un certain nombre de soudures sont faibles parce que le temps de passage de courant est trop court pour produire une fusion convenable du matériel qui doit être soudé, et pour bien des soudures le temps de passage de courant est tellement long que le matériel est brûle. Il résulte de ce qui pr,écède qu'un problème essentiel dans l'étude et la construction d'appareils à souder à ré- sistance consiste à pourvoir à un réglage de la durée du temps des impulsions de courant de soudure tel qu'il n'y ait pas d'écart essentiel de la durée de temps de soudure à sou- dure. Ce problème se réduit ainsi de lui-même à celui de prévoir un appareil de réglage de temps approprié.
De plus, de grandes différences entre les amplitudes des sous-impulsions individuelles telles qu'elles sont produites par des ondes transitoires par exemple, provoquent un brusque flux ou .écou- lement de courant d'une polarité ou de l'autre à travers la matière qui doit être soudée et il en résulte des soudures nullement satisfaisantes. Par conséquent, un autre problème
<Desc/Clms Page number 3>
essentiel dans la soudure à résistance réside dans la nécessité de prévoir une alimentation en impulsions de soudure dont les sous-impulsions ne varient pas sensiblement par rapport à une valeur normale prédéterminée. Ce dernier problème se résout généralement en prévoyant des moyens impliquant la suppression de grandes ondes transitoires.
Dans les procédés de soudure actuels, les impulsions de courant de soudure sont fournies par une source de courant alternatif et le réglage de temps se produit soit de façon synchrone, soit de façon asynchrone, suivant le caractère du travail à exécuter. Lorsque la matière qui doit être soudée est relativement massive et que les soudures peuvent être relativement grossières et non pas partout uniformes, on emploiera le réglage de temps asynchrone. Dans ce cas, des pulsations de courant irrégulières seront transmises à travers la matière à souder et, en général, la variation du courant de soudure ne sera pas limitée à une étendue raisonnable quelcon- que.
Lorsqu'on désire une grande uniformité des soudures, comme par exemple dans l'industrie des appareils d'aviation et, en général dans tous les cas où- du métal relativement mince, tel que des tôles d'aluminium ou d'acier inoxydable doivent être soudés, on adoptera le réglage de temps synchrone.
Les appareils de réglage de temps synchrones qui ont été prévus conformément aux principes des méthodes anté- rieures, sont fort compliqués et coûteux. Dans la plupart des cas ordinaires, ils comportent six à neuf valves à décharge électrique et à ces valves est associa un nombre d'éléments de synchronisation et de commande. Puis, en addition à cela, il y a des moyens d'ajustement pour l'équipement de synchroni- sation, qui doivent produire l'amorçage des impulsions de sou- dure en des points sélectionnés des demi-périodes de la source de .courant de façon à éviter des ondes transitoires.
<Desc/Clms Page number 4>
On a trouvé qu'entre les problèmes de soudure qui peuvent être résolus avec un réglage de temps relativement grossier et ceux qui demandent un réglage de temps extrêmement subtil, il y a dans l'industrie de soudure un vaste champ intermédiaire -au point de vue des exigences du réglage de temps. Tandis que la soudure dans ce champ demande un cer- tain degré d'uniformité du courant de soudure qui ne peut être obtenu avec des appareils à soudure grossiers, la pré- cision extrême des équipements hautement synchronisés des anciens appareils n'est pas indispensable.
Pour bien des matières, par exemple, la soudure est satisfaisante si la variation maximum du temps de courant de soudure, de soudure à soudure, n'est pas plus grande que 25%; dans d'autres si- tuations, le courant de soudure peut varier de 40 à 50%; tandis que dans d'autres encore, l'importance de cette varia- tion devra être limitée de 5 à 10%. De plus, il peut y avoir quelque variation dans l'importance des sous-impulsions bien qu'il soit indiqué de la maintenir dans certaines limites.
Les appareils de soudure asynchrones employés jusqu'à présent ne peuvent être utilisés dans ce champ, parce que la variation du courant de soudure de point en point ne peut être maintenue dans les limites requises et qu'il y a une grande variation dans la grandeur des sous-impulsions. Il est vrai que des appareils de réglage de temps synchrones à haute précision fonctionnent de manière satisfaisante, mais leur prix de revient est excessif.
Il résulte des explications précédentes qu'il est désirable d'avoir un appareil de soudure asynchrone qui com- porte des moyens pour limiter l'écart maximum du temps du courant de soudure et les fluctuations se produisant dans les impulsions de courant de soudure à soudure. Dans un appareil de soudure à réglage asynchrone, l'écart du temps de courant
<Desc/Clms Page number 5>
ae souaure provient ae cieux raisons principaies. premièrement, le réglage de temps asynchrone implique l'amorçage et l'arrêt du courant à des instants inopinés dans les demi-périodes de la source de courant pour produire les impulsions.
A cause de cet effet inopiné ou de hasard, certaines des impulsions peu- vent être établies par plus de demi-périodes de courant de la source que d'autres, c'est-à-dire le produit du courant et du temps des différentes impulsions de soudure peut varier. Deu- xièmement, le facteur de puissance de la charge de soudure est relativement faible et cause des difficultés. Comme l'amor- çage de l'impulsion de soudure dans un appareil asynchrone se produit par hasard, l'amorçage d'une impulsion mène souvent le point zéro du courant à l'état de régime d'un angle de l'ordre de 90 .
L'amorçage prématuré des impulsions de soudure introduit un effet transitoire qui ne fait pas seulement varier sensiblement le produit de courant et de temps, mais donne naissance à des sous-impulsions ayant des amplitudes sensible- ment doubles de l'amplitude des sous-impulsions à l'état cons- tant. Les plus grandes sous-impulsions produites par des ondes transitoires en sont les premières dans les trains qui éta- blissent les impulsions et, par conséquent, lorsqu'elles se manifestent, il se produit un brusque flux ou écoulement de courant de puissance élevée, suivi d'un intervalle de pause qui ne contribue pas à la production d'une bonne soudure.
Un but principal de l'invention est de régler des courants comparativement puissants dans un circuit primaire entre une source de courant alternatif et une charge associée à celle-ci par réglage de l'écoulement de courants comparati- vement faibles dans un circuit secondaire.
L'invention vise en outre à créer une installa- tion de commande pour fournir un courant électrique à une charge en impulsions intermittentes dont la grandeur ne varie @
<Desc/Clms Page number 6>
pas de l'une à l'autre plus que d'une valeur prédéterminée, tant au point de vue des valeurs instantanées qu'au point de vue du produit de courant et de temps.
L'installation de commande de courant suivant l'in- vention comporte un circuit primaire renfermant une source de courant et une charge associée à celle-ci, des moyens-valves comprenant un dispositif à décharge électrique du type à igni- tion ayant plusieurs électrodes principales et une électrode d'amorçage en contact avec l'une des électrodes principales, disposés pour être connectés entre la source de courant et la charge, et un circuit secondaire pour commander le flux de courant dans le dit circuit primaire, comprenant la dite électrode d'amorçage, et des moyens à conductivité bilatérale disposés pour interconnecter la source de courant et la dite électrode d'amorçage et la dite électrode principale avec laquelle celle-ci est en contact.
Une valve à décharge électrique du type à électrode d'ignition immergé comporte une anode d'une matière telle que du carbone ou nickel, une cathode ordinairement composée de mercure et une électrode d'ignition ou d'allumage établie de préférence en carbure de bore ou carbure de silicium qui plonge dans le mercure. On a trouvé que pour l'allumage de la valve il faut appliquer un potentiel d'une certaine grandeur sensible, qui sera désigné par la suite comme potentiel d'igni- tion,à la partie de l'électrode d'ignition s'étendant au-dessus du mercure.
Dans l'objet de l'invention, il est indiqué que les potentiels d'ignition qui sont appliqués par l'intermédiai- re de l'appareil de réglage de temps aient un caractère tel qu'ils montent à la valeur nécessaire pour l'ignition pour la première fois dans chaque demi-période de la source en un point décalé ou en retard sur le point de potentiel zéro d'un angle sensible qui sera désigné par la suite comme angle d'igni-
<Desc/Clms Page number 7>
tion.
Par conséquent, malgré le fait que l'appareil de réglage de temps ferme le circuit d'ignition au hasard et peut le fermer à n'importe quel point dans des demi-périodes, l'allu- mage ne peut se produire que dans un angle limité, égal à 180 moins deux fois l'angle d'ignition (pour une source de courant sinusoidal), dans chaque demi-période de la source.
Il en résulte que la variation de la grandeur du courant qui peut surgir par suite de la fermeture inopinée du circuit d'ignition, est fortement limitée. L'écart possible peut encore être réduit ultérieurement en ayant soin de prévoir un rapport convenable entre l'intervalle de temps pendant lequel le circuit d'ignition reste fermé et le temps dans les demi-périodes de la source pendant lequel le courant de sou- dure doit passer.
Il est en outre avantageux d'établir les électrodes d'ignition des valves à décharge électrique ou la résistance des circuits d'ignition avec des propriétés telles que l'an- gle d'ignition soit compris dans un nombre limité de degrés, le même que l'angle du facteur de puissance, c'est-à-dire l'angle entre le point de potentiel zéro et le point de cou- rant zéro à l'état de régime. Grâce à cette relation, l'effet transitoire possible qui puisse se produire est sensiblement réduit. Par exemple, on a trouvé que de bons résultats étaient obtenus avec une source d'une tensionnormale de 440 volts et des valves à décharge électrique ayant des électrodes d'igni- tion exigeant un potentiel de l'ordre de 100 volts pour l'i- gnition.
Dans une installation d'essai, les valves étaient reliées en couplage anti-parallèle entre la source et la charge et les électrodes d'ignition étaient reliées en série entre elles et ainsi reliées à la source à travers les élec- trodes de mercure et la charge. On a trouvé que le courant à l'état constant pour un nombre de soudures produites avec @
<Desc/Clms Page number 8>
cette installation était de 325 ou 460 ampères. Un oscillosco- pe a montré que la pointe de courant maximum était de l'ordre de 530 ampères. Pour la même opération exécutée avec un ap- pareil de soudure asynchrone de l'ancien type, on a constaté que la pointe de courant maximum était de 880 ampères.
On voit :ainsi qu'en utilisant une installation suivant l'inven- tion, l'écart est réduit d'une valeur légèrement inférieure à 100% à approximativement 15%. L'attention est tirée sur le fait que lors de l'exécution de cet essai, les électrodes d'ignition de 100 volts avaient été utilisées avec une source de 440 volts. Dans une pareille disposition, l'angle dans la demi-période auquel s'est produit l'ignition des valves, est de 18,7 . Si on avait utilisé une source de 220 volts, l'an- gle d'ignition aurait été augmenté à 40 , et on obtiendrait ainsi une amélioration sensible par rapport aux résultats d'essai susmentionnés.
Plusieurs formes d'exécution de l'objet de l'in- vention sont représentées, à titre d'exemple, au dessin annexé dans lequel:
La fig. 1 montre une vue schématique d'une instal- lation de soudage à soudure continue;
La fig. 2 montre une vue schématique d'une instal- lation de soudage à soudure par points;
La fig. 3 est un diagramme montrant la relation entre le potentiel et le courant pour une charge ayant un angle de facteur de puissance sensible et qui est alimentée par une source de courant alternatif pendant le fonctionne- ment à l'état de régime,
La fig. 4 est une vue schématique montrant l'onde transitoire produite par un amorçage de flux de courant dans la charge prématuré dans une demi-période;
La fig. 5 est un diagramme montrant l'onde transi- @
<Desc/Clms Page number 9>
toire produite par l'amorçage d'un flux de courant à un moment plus tard dansla demi-période;
La fig. 6 donne un diagramme montrant la relation entre l'onde transitoire et l'angle d'amorçage du flux de courant;
La fig. 7 est un diagramme montrant les régions dans lesquelles l'amorçage du flux de courant est impossible dans la réalisation de l'invention;
Les figs. 8, 9, 10, 11 et 12 sont des diagrammes montrant l'étendue de variation dans la grandeur d'une pulsa- tion à deux périodes alimentée par les appareils construits d'après les figs. 1 et 2;
La fig. 13 est un diagramme montrant la variation du courant en fonction de l'angle de fermeture du circuit d'ignition de l'appareil, sur lequel se basent les figs. 8 à 12;
Les figs. 14, 15, 16, 17 et 18 représentent une série de diagrammes montrant la variation du flux de courant pour une autre pulsation à deux périodes produite avec l'ap- pareil construit suivant la fig. 1 ou la fig. 2;
La fig. 19 est un diagramme montrant la variation du flux de courant en fonction de l'angle de fermeture du circuit d'ignition de l'appareil sur lequel sont basées les figs. 14 à 18;
La fig. 20 montre une vue schématique d'une autre forme d'exécution de l'objet de l'invention;
La fig. 21 est un diagramme représentant le fonc- tionnement de l'installation de la fig. 20;
La fig. 22 est une vue schématique d'un régulateur dont on parlera plus loin, et
La fig. 23 est un diagramme illustrant le fonctionne- ment du régulateur suivant la fig. 22.
@
<Desc/Clms Page number 10>
L'installation représentée à la fig. 1 comporte un transformateur de soudure 25 et une paire d'électrodes de soudage 29 reliées à l'enroulement secondaire 27 du dit transformateur. La matière 31 qui doit être soudée, avance continuellement entre les électrodes 29 et est soudée par la transmission d'une série d'impulsions de courant élec- trique entre les électrodes et à travers la matière à souder.
Pour faciliter le mouvement de la matière à souder, les élec- trodes peuvent être établies en forme de galets.
L'enroulement primaire 33 du transformateur de soudure 25 est relié aux conducteurs de ligne 35 et 37 d'une source de courant alternatif 39 du type usuel par l'intermédiaire d'une paire de valves à décharge électrique 41 et 43. Ces valves sont reliées en couplage anti-parallèle de façon à transmettre du courant alternatif à travers l'en- roulement primaire du transformateur 25.
Chaque valve comporte une anode 45 en carbone ou en un métal approprié, une cathode de mercure 47 et une électrode d'ignition 49 en carbure de bore, carbure de silicium ou toute autre matière appropriée à haute résistance. L'anode 45 de l'une des valves, 41, et la cathode 47 de l'autre, 43, sont reliées au conducteur de ligne 35, tandis que l'anode 45 de la valve 43 et la cathode 47 de la valve 41 sont reliées à une borne 51 de l'enroulement primaire 33 du transformateur de soudure 25. L'autre borne, 53, de l'enroulement primaire 53 est reliée par un conducteur 95 à l'autre conducteur de ligne, 57.
La matière à souder 31 est soudée en faisant passer,à travers elle des impulsions de courant dont chacune a une longueur égale à un nombre prédéterminé de demi-périodes de la source 39 et consiste en un train de même nombre de sous-impulsions.
@
<Desc/Clms Page number 11>
Les impulsions de courant sont déterminées par le fonctionnement d'un régulateur à temps comportant un moteur à courant continu 55 disposé pour faire tourner un commutateur 57 et un relais à temps 59 actionné en dépen- dance du mouvement du commutateur 57. Le moteur 55 est ali- menté à partir de la source 39 à travers un redresseur approprié 61. Sa vitesse peut être réglée au moyen du rhéostat 63 relié en série avec son enroulement de champ 65. Lorsque les conducteurs de ligne sont alimentés, le moteur 55 tourne avec une vitesse déterminée par le rhéostat 63 et le commuta- teur 57 est donc animé d'un mouvement de rotation correspon- dant.
Pour commencer une opération de soudure continue, lorsque les conducteurs de ligne 35 et 37 sont alimentés, on actionne un interrupteur de démarrage 67. Ce dernier peut être établi en forme d'un bouton-pressoir ou d'un interrup- teur à pédale actionné par l'opérateur, ou il peut être ac- tionné automatiquement par exemple sous l'influence de la ma- tière à souder lorsque celle-ci arrive dans une région pré- déterminée. Lorsque l'interrupteur 67 est actionné ou fermé, il relie dans la position représentée du commutateur 57 un balai 69 s'engageant avec une bague extérieure 71 du commu- tateur électriquement avec un balai 73 s'engageant avec une bague intérieure 75 du commutateur à travers une source de courant appropriée 77 et une bobine d'excitation 79 du relais à temps 59.
Les bagues extérieure et intérieure 71 et 75 du commutateur 57 sont en connexion métallique l'une avec l'au- tre. La bague intérieure 75 est complètement conductrice, tandis que la bague extérieure 71 est subdivisée en un segment conducteur 81 et un segment isolant 83. Par conséquent, lors- que le balai 69 touchant la bague extérieure 71 est en contact avec le segment conducteur 81 et que le circuit du relais 59 @
<Desc/Clms Page number 12>
est fermé par l'interrupteur 67, le relais 59 se trouvera excité. Lorsque le balai 69 fait contact avec le segment isolant 83, le relais 59 sera désexcité, même si l'interrup- teur 67 est fermé.
Pour produire une soudure continue, on ferme l'interrupteur 67 pour un intervalle de temps corres- pondant à la longueur de la soudure, et le relais 59 est alternativement excité et désexcité pendant cet intervalle.
La vitesse du moteur 55 est ordinairement choisie de façon que les intervalles pendant lesquels le relais 59 est excité et désexcité comprennent plusieurs demi-périodes de courant de la source alimentaire, bien que pour de rares occasions une seule demi-période puisse aussi être utilisée.
Le relais 59 est muni d'un contacteur mobile 85 qui coopère avec une paire de contacts fixes correspondants 87 pour la connexion directe des électrodes d'ignition 49 des deux valves 41 et 43 lorsque le relais est excité.
Lors de la mise en connexion des électrodes d'ignition 49, les chemins entre les anodes 45 et les cathodes 47 des valves 41 et 43 sont non conducteurs et du courant passe à travers les électrodes d'ignition dans une direction ou dans l'autre suivant la polarité de la source 39 à ce moment. Par exemple, si le conducteur de ligne supérieurb 35 est positif et le con- ducteur inférieur 37 négatif, le courant suivra un circuit allant du conducteur de ligne supérieur à travers un con- ducteur 89,la cathode 47 et l'électrode d'ignition 49 de la valve de droite 43, un fil 91, le contacteur fermé 85 du relais à temps 59, un fil 93, l'électrode d'ignition 49 et la cathode 47 de la valve de gauche 41, l'enroulement pri- maire 33 du transformateur de soudure 25, le conducteur 95, vers le conducteur de ligne inférieur 37.
Le circuit inverse peut être tracé de manière similaire lorsque le conducteur de ligne inférieur est positif et le conducteur de ligne supé- @
<Desc/Clms Page number 13>
rieur négatif.
L'examen des circuits tracés ci-dessus révèle que la direction du flux de courant va à partir de l'élec- trode d'ignition 49 vers la cathode 47 dans la valve 41, ou dans la valve 43, pour laquelle le potentiel de l'anode 45 est positif par rapport à la cathode, par exemple, vers la cathode 47 de la valve 41 dans les conditions supposées en traçant le circuit. Lorsque le potentiel de l'électrode d'ignition 49 dans la valve 41 ou 43, pour laquelle le poten- tiel anode-cathode est positif et le courant d'ignition prend son départ à l'électrode d'ignition, s'élève à une valeur suffisante pour rendre la valve conductrice, le courant passe- ra dans la valve entre l'anode et la cathode et à travers l'en- roulement primaire 33 du transforma.teur de soudure 25.
La même situation se produit pour l'autre valve, lorsque la polarité des conducteurs de ligne 35 et 37 est'inversée.
Comme le courant d'ignition est dérivé directement de la source, la chute de potentiel aux électrodes d'ignition 49 suit le potentiel de la source et s'élève, par conséquent, à la valeur nécessaire pour la menée en un angle dans chaque demi-période de courant de la source, lequel dépend de la grandeur du potentiel nécessaire à l'ignition et qui a été désigné comme angle d'ignition. Cet angle peut être réglé à toute valeur désirée en choisissant convenablement l'électrode d'ignition 49 ou en ajustant convenablement le potentiel de la source pour toute électrode d'ignition donnée. Si l'on choisit par exemple une électrode d'ignition demandant une tension d'environ 100 volts pour rendre la valve conductrice, l'angle d'ignition s'établit au point dans les demi-périodes de courant de la source auquel la grandeur instantanée est de 200 volts.
Comme il a été dit précédemment, pour une source @
<Desc/Clms Page number 14>
de 440 volts, cet angle est de tordre de 18,7 et pour une source de 220 volts, de 40 .
Lorsque l'interrupteur de démarrage 67 est fermé, le relais d'amorçage 59 est excité et désexcité à répétition avec une périodicité qui dépend de la relation entre les seg- ments conducteur et isolant 81 et 83 de la bague extérieure 71 du commutateur 57 et de'la vitesse du moteur 55. Le contacteur 85 du relais 59 est par conséquent fermé par intermittence pen- dant un intervalle de temps correspondant à la longueur angu- laire du segment conducteur 81 du commutateur 57 et à la vi- tesse du moteur 55. Pendant ces intervalles, des impulsions de courant de soudure dont chacune a une. longueur de plusieurs demi-périodes de courant de la source, passent à travers la charge ou matière à souder 31.
Chaque impulsion de courant est constituée par une série de sous-impulsions dont¯chacune à son tour passe pendant une demi-période de courant de la source et est prédéterminée dans la demi-période par le choix des électrodes d'ignition 49 des valves 41 et 43 par les- quelles passent les sous-impulsions. Une :analyse des va- riations possibles des grandeurs des pulsations de courant composées révèle que malgré la fermeture inopinée du relais de démarrage, l'étendue de variation est maintenue dans des limites bien définies aussi bien au point de vue du produit de courant et de temps qu'au point de vue des pointes maxima.
L'installation représentée à la fig. 2 est en grande partie similaire à celle représentée à la fig. 1.
Toutefois, des redresseurs 97 et 99 qui sont de préférence du type à cuivre-oxyde de cuivre, sont dans ce cas connectés entre les électrodes d'ignition 49 et les cathodes associées 47 des valves 41 et 43 respectivement. Les redresseurs 97 et 99 sont raccordés de façon que chacun bloque le courant (en
<Desc/Clms Page number 15>
supposant une polarité conventionnelle) qui tend à passer dans la direction allant à partir de l'électrode d'ignition 49 à laquelle il est relié, à la cathode associée 47, mais conduit le flux de courant en direction opposée. Par conséquent, un courant sensible ne passera à travers une électrode d'igni- tion et sa cathode associée que dans la direction allant à partir de l'électrode d'ignition, et non pas en direction opposée.
Par exemple, si le conducteur de ligne supérieur 35 est positif et le conducteur inférieur 37 négatif, le courant passe à travers le redresseur de droite 99 et entre l'élec- trode d'ignition 49 et la cathode 47 de la valve de gauche.
Les redresseurs 97 et 99 ont la fonction de protéger les électrodes d'ignition 49 contre des détériorations qu'elles pourraient subir par suite d'un courant passant de la cathode à l'électrode d'ignition. Bien-entendu, les redresseurs ré- duisent aussi l'angle d'ignition pour une caractéristique de circuit d'ignition donnée et, par conséquent, le circuit d'ignition demandera des modifications pour l'adapter à l'emploi des redresseurs.
Le.fonctionnement de l'installation de soudure par points représentée à la fig. 2 est amorcé par l'actionne- ment d'un interrupteur commutateur de commande 101. Lorsqu'on forme l'interrupteur-commutateur 101, son contacteur supé- rieur 103 interconnecte directement les électrodes d'ignition 49 des deux valves 41, 43. Le courant passe alors à travers une des électrodes d'ignition en partant du conducteur de ligne qui est en ce moment positif vers le conducteur de ligne alors négatif.
Au moment où le conducteur de ligne supérieur 35 est positif et le conducteur de ligne inférieur 37 négatif, le courant suivra un circuit qui part du conduc- teur de ligne supérieur à travers un conducteur 105, le re- dresseur de droite 99, un fil 107, le contacteur 103 de
<Desc/Clms Page number 16>
l'interrupteur-commutateur 101, un fil 109, les contacts de repos 111 et 113 du relais à temps 115, un fil 117, 3.'électro- de d'ignition 49 et la cathode 47 de la valve de gauche 41 , l'enroulement primaire 33 du transformateur de soudure 25, un conducteur 119 pour revenir au conducteur de ligne infé- rieur 37. Un potentiel est ainsi imprime depuis la source principale 39 à l'électrode d'ignition 49 de la valve de gauche.
Lorsque ce potentiel atteint la valeur exigée pour l'ignition, la valve de gauche 41 est rendue conductrice et le courant est transmis à travers l'enroulement primaire 33 du transformateur 25. Une impulsion de courant de polarité opposée est transmise à travers la valve de droite 43 et l'enroulement primaire du transformateur, lorsque le con- ducteur de ligne inférieur 37 est positif et le conducteur de ligne supérieur négatif, et le potentiel convenable est imprimé à l'électrode d'ignition correspondante.
Lorsque l'interrupteur-commutateur 101 est actionné, son contacteur mobile inférieur 121 dégage une paire de contacts immobiles correspondants 123 de façon à ouvrir un court-circuit de la bobine 125 du relais à temps 115. La bobine 125 est alors alimentée de courant par un circuit partant de la borne de gauche 53 de l'enroulement primaire 33 du transformateur 25 à travers un conducteur 127, la bobine 125, un conducteur 129, une résistance-1.imitatrice de courant.151 vers la borne de droite 51 de l'enroulement primaire 33. Le relais 115 est muni d'une armature 133 sus- pendue à une extrémité 135 et dont la position est déterminée par une came réglable 137.
La période de temps caractéristique du relais 115 est le temps nécessaire à l'armature 133 pour se déplacer de la position à laquelle elle est amenée par la came 157 vers un point où elle s'engage avec une paire de ressorts plats interconnectés 139 portant des contacts mobiles,
<Desc/Clms Page number 17>
113 et 141.
Lorsque la bobine 125 du relais 115 est excitée, l'armature 133 commence à se déplacer de la position à .laquelle elle a été amenée par la came 137 et après le temps caractéristique elle s'engage avec la paire de res- sorts 139 en amenant ainsi les contacts de repos 111 et 113 du relais à s'ouvrir et le contact mobile 141 à s'engager avec un contact immobile coopérant 143. Par l'ouverture des contacts de repos 111 et 113, la connexion entre les élec- trodes d'ignition 49 est interrompue et le courant passant par les valves 41 et 43 est intercepté après que le courant dans la dernière valve qui est conductrice lorsque les con- tacts sont ouverts, devient zéro.
Quand les contacts norma- lement ouverts 141 et 143 sont fermés, ils complètent un cir- cuit partant du conducteur de ligne supérieur 35 à travers le conducteur 105, une résistance 145, les contacts alors fermés 141 et 143,un conducteur 147, la borne 51, la résistance 131, le conducteur 129, la bobine d'excitation 125 du relais 115, le conducteur 127, le conducteur 119 vers le conducteur de ligne supérieur 37. Le relais 115 est maintenant bloqué à l'état excité et 1-'armature 133 est empêchée de permettre aux contacts de repos 111 et 113 de se refermer et de pro- voquer la réignition des valves 41 et 43.
Lorsque l'armature 133 ouvre les contacts 111 et 113, une opération produisant rétablissement d'un point de soudure unique sera complétée. La soudure comprend une longueur de plusieurs demi-périodes et sa longueur dépend du réglage de la came 137. Pour produire la soudure d'un autre point, l'interrupteur-commutateur 101 est libéré pour pouvoir s'ouvrir et est ensuite fermé de nouveau.
Lorsque 1'interrupteur-commutateur 101 est ouvert, la bobine 125 du relais à temps 115 est¯ court-circuitée par le con-
<Desc/Clms Page number 18>
tacteur 121 et le circuit d'ignition est en même temps main- tenu ouvert au contacteur supérieur 103. L'installation est ainsi remise à l'état prêt à une seconde opération. La fer- meture de l'interrupteur-commutateur 101 amorce une seconde opération de soudure. Dans la disposition de la fig. 2 comme dans celle de la fig. 1, tout écart indésirable du courant de soudure de l'état de régime est empêché par le fait que les valves à décharge électrique ne peuvent être allumées qu'entre certains angles dans les demi-périodes de la source de courant.
Les figs. 3 à 19 montrent graphiquement les aspects importants de l'invention. A la fig. 3, la courbe sinusoïdale 149 de plus petite amplitude représente le potentiel d'une source de courant, tel qu'il est utilisé ici, en fonction du temps. La courbe sinusoïdale 151 d'une amplitude légère- ment plus grande représente le flux de courant à l'état de ré- gime à travers une charge ayant un facteur de puissance dé- calé en retard, comme par exemple une charge en soudure, également en fonction du temps. L'angle du facteur de puissance dans chaque demi-période est représenté par un symbole 153 en forme d'un petit cercle avec une flèche passant par son centre. Cette désignation conventionnelle sera employée dans toute la suite.
Les courbes de la fig. 3 représentent la condi- tion du flux de courant à l'état de régime dans la charge.
Cette condition n'existe qu'après que la charge a été ali- mentée de courant pendant un intervalle de temps sensible.
La fig. 4 montre graphiquement la situation qui se présente au début de l'amorçage du flux de courant dans la charge.
Ici la courbe 155 d'amplitude variable représente le flux de courant en fonction du temps. En traçant la courbe 155 @
<Desc/Clms Page number 19>
on a supposé que le flux de courant dans la charge est amorcé à un moment prématuré dans la première demi-période de la source de courant. On voit de la première demi-onde de courant 157 que le courant s'élève à une valeur consi- dérablement plus élevée que l'amplitude à l'état de régime et retombe ensuite à zéro en un point 159 dans la prochaine demi-période de potentiel 161 qui se manifeste plus tard que l'angle de facteur de puissance.
Le courant devient alors néga- tif et passe par un maximum négatif 163 sensiblement plus pe- tit que l'amplitude de courant à l'état de régime et ensuite il passe par zéro et s'élève à une amplitude positive un peu plus petite que la première onde 157. Cela se répète pour un certain nombre de demi-ondes. Chaque demi-onde positive succes- sive devient plus petite, tandis que chaque demi-onde négative successive devient,plus grande, jusqu'à ce que l'amplitude de l'état de régime soit atteinte des deux cotés de l'axe de temps 165. Quand les amplitudes d'ondes se rapprochent de l'amplitude de l'état de régime, les points d'inter- section 167, 169,171,173,175 et 177 des ondes avec l'axe de temps 165 se rapprochent de l'angle du facteur de puissance dans chaque direction.
Une onde 155 du type tracé à la fig. 4 qui précède le point 177 dans lequel l'amplitude d'état de régime est atteinte, est désignée comme onde transitoire. On notera que les amplitudes maxima des ondes transitoires sont sen- siblement plus grandes que les amplitudes correspondantes des ondes à l'état de régime et que, par conséquent, le courant qui passe pendant un nombre de demi-périodes transitoires peut être sensiblement plus grand que le courant correspon- dant qui passe pendant un nombre de demi-périodes d'état de régime.
<Desc/Clms Page number 20>
Une analyse mathématique d'une onde transitoire révèle qu'elle est établie par la somme de l'onde d'état de régime et une fonction logarithmique qui devient sen- siblement zéro lorsque la condition d'état de régime est atteinte. La fonction logarithmique est représentée par la courbe en traits mixtes 179 dans la fig. 4. Elle sera désignée dans la suite comme courbe de décroissement et on désignera le temps pendant lequel la courbe de décrois- sement atteint une valeur telle que l'état de régime soit réalisée comme temps de décroissement ou simplement comme @ décroissement.
Dans la fig. 5, on a représenté une courbe de courant transitoire 181 et une courbe de décroissement 183 pour le cas où. le flux de courant est amorcé tard dans la première demi-période de la source de courant.
Un examen des figs. 4 et 5 révèle que la hauteur -au-dessus ou au-dessous de l'axe de temps 165 à partir de laquelle commence la courbe de décroissement 179 ou 183, et par conséquent le temps de décroissement dépend de l'angle électrique entre le point de facteur de puissance et le point d'amorçage.
Cette situation se produit par le fait que le cou- rant passant par la charge doit nécessairement être zéro au point d'amorçage et qu'à ce point la courbe de décroissement a sa hauteur maximum. Comme le courant transitoire est égal à la somme du courant d'état de régime et du décroissement à chaque point, la hauteur maximum de la courbe de décrois- sement devra être égal à l'ordonnée que la courbe de courant d'état de régime aurait à l'amorçage. Cette ordonnée est un maximum en un point devançant le point de facteur de puis- sance de 90 degrés électriques et se réduit à zéro au point de facteur de puissance.
Par conséquent, le décroissement est un maximum pour l'amorçage à approximativement 90 à
<Desc/Clms Page number 21>
partir du point de facteur de puissance et devient plus petit à mesure que le point de facteur de puissance est atteint.
Cette situation est représentée graphiquement à la fig. 6 dans laquelle le potentiel de la source de courant et le courant à l'état de régime sont de nouveau tracés en fonction du temps. Plusieurs courbes de décrois- sement 158, 187 et 189 y sont tracées en traits mixtes pour correspondre aux différents angles d'amorçage du flux de courant. La courbe supérieure 185 représente la condition qui existerait pour l'amorçage du flux de courant en un point devançant le point de facteur de puissance de 90 degrés électriques.
Les courbes inférieures 187 et 189 représentent des angles proportionnellement plus petits d'écart du point de facteur de puissance, On voit qu'en se rapprochant du point de facteur de puissance, la hauteur de la courbe de décroissement et par conséquent le temps de décroissement correspondant deviennent relativement plus petits.
L'analyse précédente révèle que lorsqu'une charge ayant un angle de facteur de puissance sensible est alimen- tée par une source de courant alternatif, le courant qui passe pendant l'intervalle transitoire varie sur une grande étendue qui dépend de l'angle dans la demi-période auquel le flux de courant est amorcé. Dans une installation dans laquelle la charge est alimentée continuellement, la condition d'état de régime est atteinte après quelques demi-périodes et l'effet de l'onde transitoire est de moindre importance. Tou- tefois, cette situation n'existe pas dans les opérations de soudure,en particulier dans la soudure à résistance par points et en file continue. Ici le courant passe pendant un nombre de demi-périodes et est arrêté pendant un nombre de demi-périodes.
L'intervalle de temps total pendant lequel
<Desc/Clms Page number 22>
passe le courant, est sensiblement du même ordre de grandeur que le décroissement de temps de la charge et cela est aussi le cas pour l'intervalle de pause. Par conséquent, lorsqu'on alimente une charge en soudure de courant, la condition de l'état de régime est rarement atteinte, ce qui fait qu'il faut tenir compte du courant transitoire.
Des considérations précédentes il résulte aussi qu'avec un appareil de réglage de temps .asynchrone construit suivant les anciens principes il est sensiblement impossible d'obtenir une uniformité du courant amené aux soudures in- dividuelles. Un .appareil de réglage de temps de ce genre peut faire amorcer une soudure en un point décalé de 90 du point. de facteur de puissance et l'alimentation de courant en sera relativement grande. Une autre soudure peut être amorçée sensiblement au point de facteur de puissance et dans ce cas le flux de courant initial peut être la moitié du flux de courant pour le point premièrement mentionné.
Pour un nombre limité de demi-périodes de la source, le produit de courant et de temps varie ainsi sensiblement et le courant instantané maximum s'établissant .pendant un intervalle de soudure peut être largement différent de celui se manifestant pendant un autre intervalle de soudure.
Le dernier effet aggrave particulièrement les dif- ficultés de soudure de matières à souder qui sont plus sen- sibles aux conditions de courant variable, comme par exemple l'aluminium. En se référant aux figs. 4 et 5, on verra que la première boucle de courant transitoire 157 ou 193 est d'une amplitude sensiblement plus grande et persiste sensiblement plus longtemps que les suivantes, L'énergie fournie à la matière à souder pendant que passe le courant représenté. par la première boucle transitoire est proportionnelle à l'intégral, par rapport au temps, du carré des ordonnées @ -
<Desc/Clms Page number 23>
de la boucle et est par conséquent plusieurs fois plus grande que celle correspondant à une alimentation en courant d'état de régime.
On a trouvé que la grande énergie ainsi four- nie en raison des ondes transitoires telles que celles re- présentées aux figs. 4 et 5 a un effet particulièrement nuisible sur la matière soudée, qui est mis en évidence par un crachement de matière fondue à partir des régions de sou- dure, par des formations d'arcs et dans des cas extrêmes, par une explosion de la soudure.
Dans l'installation représentée aux figs. 1 et 2, le manque d'uniformité dans la soudure est supprimé par les moyens de limitation de l'angle dans les demi-périodes pendant lequel le flux de courant est amorcé en utilisant des chemins de décharge asymétriques qui permettent au flux de courant une fois amorcé de ne continuer que dans une di- rection seulement. Comme il a été expliquée il faut imprimer un potentiel d'une grandeur sensible aux électrodes d'ignition 49 dans l'installation représentée aux figs. 1 et 2, pour produire l'ignition. Comme ce potentiel est fourni par la sour- ce principale à travers les contacteurs 85 et 111, 113 des relais à temps 59 et 115, il faut que le potentiel de la source s'élève à la valeur nécessaire avant que l'allumage ne se produise.
Par conséquent, si dans l'installation de la fig.l, le balai 69 s'engageant avec la bague extérieure 71 du commutateur à commande asynchrone 59 touche, lors de la réalisation d'une soudure, d'abord le segment con- ducteur 81 à un moment très prématuré dans une demi-période de la source, ou très tard dans une demi-période, le flux de courant à travers l'une ou l'autre des valves 41, 43 ne se produit pas tout de suite. Le passage du courant par celles-ci commence seulement lorsque le potentiel de la source de courant atteint la valeur suffisante
<Desc/Clms Page number 24>
pour l'ignition.
Il y a donc une région passive dans chaque demi-période de la source de courant 39 pendant laquelle l'alimentation de courant pour la charge en soudure ne peut être amorcée'même si le relais de démarrage 59 est excité.
Cela est également vrai pour l'instant de fermeture de l'interrupteur-commutateur 101.
A la fig. 7, ces régions passives sont illustrées par les aires hachurées 191 associées' à la courbe 149 re- présentant le potentiel de la source de courant. Pour ce diagramme il a été supposé que la relation entre le poten- tiel d'ignition et le potentiel de la source de courant est telle que le potentiel de la source de courant s'élève à la valeur d'ignition à un angle de 30 à partir du point zéro, c'est-à-dire que l'angle d'ignition est de 30 . II va de soi que cetangle peut varier sur une étendue considérable si l'on utilise des électrodes d'ignition de types différents ou si l'on varie le potentiel de la source. Comme représenté à la fig. 7, l'angle d'ignition est plus petit que l'angle de facteur de puissance.
En considération de ce fait, le flux du courant de soudure peut parfois être amorcé pré- alablement à l'angle de facteur de puissance par l'excitation du relais d'amorçage 59 dans l'installation représentée à la fig.l ou par la fermeture de l'interrupteur-commutateur
101 de l'installation de la fig. 2 à un instant correspondant à un point dans les aires hachurées 191. Toutefois, le po- tentiel de la source de courant et les électrodes d'ignition sont choisis, dans la mise en oeuvre pratique de l'invention, de telle façon que l'onde transitoire produite soit relati- vement petite et ne permette pas au courant de soudure de dépasser les limites admissibles.
La variation dans le flux de courant qui existerait dans une installation du genre de celle de la fig.l ou de la @
<Desc/Clms Page number 25>
fig. 2 dans laquelle le courant de soudure passe par in- termittence pendant deux périodes, est représentée dans les diagrammes des figs. 8 à 13. La courbe sinusoïdale 201 de la fig. 8 représente le potentiel de la source de courant.
Les lignes verticales 203 et 205 découpant des sections au début et à la fin respectivement des demi-périodes de la courbe sinusoïdale 201 sont des ordonnées de la courbe représentant un potentiel égal au potentiel d'ignition.
La ligne 203 au commencement des demi-périodes est déplacée à partir du point zéro justement en avant de lui de l'angle d'ignition ; l'autre ligne, 205, est déplacée du point zéro en arrière de celui-ci d'un angle égal à l'angle d'ignition qui sera désigné comme angle passif pré-zéro. L'angle total dans chaque demi-période dans lequel l'ignition ne peut se produire sera désigné comme l'angle passif. Il est à noter que pour l'exemple représenté on a supposé que l'angle d'ignition est plus grand que l'.angle de facteur de puissance.
Pour l'alimentation de courant pendant l'inter- valle de deux périodes, il faut que les contacteurs à temps 85 et 111, 113 soient fermés pour un certain inter- valle de temps qui peut être inférieur à deux demi-périodes.- Cela provient du fait que lorsqu'une valve, 41 ou 43, est une fois rendue conductive, elle reste conductive tant que son potentiel d'anode-cathode sera suffisant pour maintenir l'arc. Par conséquent, on a pris 3 1/2 demi-périodes comme représentant le temps de fermeture pour une impulsion de soudure de 4 demi-périodes en traçant les courbes repré- sentées aux figs. 8 à 13. On a admis que l'angle d'ignition est d'environ 60 .
Pour comparer les magnitudes des impulsions de courant pour différents temps de fermeture des contacteurs @
<Desc/Clms Page number 26>
85 et 111, 113, on devra déterminer les magnitudes -des im- pulsions qui sont produites par la fermeture en quatre points représentatifs indiqués par les flèches A, B, C et
D sur la gauche de la fig. 8. Les flèches A, B, C, D sur la droite de cette figure représentent la terminaison des intervalles de fermeture correspondant à l'amorçage aux points de gauche A, B, C, D.
Il est à noter qu'on a supposé que les contacteurs à temps étaient au début fermés en un point A prématuré dans la première demi-période, en un point
B justement après que l'angle d'ignition est dépassé, en un point C justement avant que le potentiel de la source devienne plus petit que le potentiel d'ignition, et en un point D dans
1'angle passif de pré-zéro. Les points de droite A, B, C, D sont évidemment déplacés de 3 1/2 demi-périodes des points de gauche correspondants. Les flux de courant correspondant aux points de fermeture A, B, C, D sont tracés aux fig. 9 à 12 respectivement. Chacun de ces tracés est identifié par la lettre à laquelle il correspond.
Lorsque le temps de fermeture est en A, le flux de courant est amorcé à travers une des valves 41, 43 à l'angle d'ignition et comme ce dernier est plus grand que l'angle de facteur de puissance,-le flux de courant continue jusqu'à un point qui se présente un peu plus tôt que l'angle de facteur de puissance dans la première demi-période. Le flux de courant pendant la première demi-période de la source de courant 39 est représenté par la boucle supérieure 207 sur la gauche de la fig.9. Quand le circuit d'ignition 49-47 est une fois fermé au point 1 de gauche, il reste fermé jusqu'au point A de droite.
Par conséquent, le circuit d'ignition est fermé lorsque le potentiel d'ignition dans la seconde, troi- sième et quatrième demi-période de la source est atteint et le courant passe par les valves 41. et 43 en concordance avec les @
<Desc/Clms Page number 27>
boucles 209,211 et 213. Ces dernières boucles sont les mêmes que la boucle de gauche 207 et représentent des sous-impulsions de la même amplitude. Le produit de courant et de temps dans ce cas est représenté par les quatre boucles. Il faut dire en passant que l'énergie fournie pour la soudure est obtenue en intégrant le carré du courant sur tout l'intervalle pendant lequel une pulsation est fournie et en le multipliant par un facteur approprié.
Sur cette base les aires au-dessous des boucles, formées en mettant au carré les ordonnées des bou- cles tracés à la fig.9 représenteraient fort exactement l'énergie de soudure fournie. Toutefois, pour le présent but, il suffit de considérer les hauteurs et le nombre des boucles.
Lorsque le point de fermeture est en B, le flux de courant dans la première demi-période est amorcé un peu plus tard que l'occurrence de l'angle d'ignition. La boucle de courant 215 à la fig. 10 correspondant à l'amorçage du flux de courant au point B est, par conséquent, légère- ment plus petite que la boucle de courant 207 correspondant à l'amorçage à l'angle d'ignition et intercepte l'axe de temps 217 un peu plus tôt que cette dernière.
Une fois que le circuit d'ignition est fermé en B (à gauche), il reste fermé jusqu'à ce que le point B de droite soit at- teint et par conséquent le flux de courant pendant les seconde, troisième et quatrième demi-périodes est amorcé à l'angle d'ignition et les boucles correspondantes 219, 221 et 223 à la fig. 10 représentent les mêmes magnitudes que les 2ème, 3ème et 4ème boucles 209, 211 et 213 à la fig.9.
Comme l'ignition au point C se produit sensible- ment plus tard dans la première demi-période qu'aux points
<Desc/Clms Page number 28>
A et B, le courant correspondant est sensiblement plus faible et le flux de courant se termine aussi plus tôt de façon correspondante. Cette situation est représentée par la boucle de gauche 225 à la fig. Il. Le flux de courant pendant les 2ème, 3ème et 4ème demi-périodes pour la fermeture au point C commence de nouveau à l'angle d'ignition et, par conséquent., les boucles 227, 229 et 231 pour ces périodes sont les mêmes que les boucles correspondantes pour la fer- meture aux points A et B. La fermeture du circuit d'ignition 49-47 est terminée au point de droite C de la Sème'demi- période.
Toutefois, comme ce point se présente plus tôt que l'angle d'ignition, aucun flux de courant n'a lieu pendant la Berne demi-période.
Comme l'ignition au point D se produit à un angle dans la première demi-période, auquel le potentiel instantané est plus petit que le potentiel d'ignition, il ne passe pas de courant du tout pendant cette demi-période et il n'y a point de boucle correspondante dans la fig. 12. Le flux de courant pendant les Sème, Sème et 4ème demi-périodes pour l'ignition au point D de gauche est amorcé à l'angle d'igni- tion et par conséquent, les boucles correspondantes 233, 235 et 237 sont les mêmes que dans les autres figures. De plus, comme le point D de droite se présente justement en avant de l'angle d'ignition dans la Sème demi-période, il n'y a point de flux de courant pendant cette demi-période.
Les figs. 8 à 12 montrent des diagrammes pour le courant de soudure x en fonction de l'angle de fermeture 0( des contacteurs, qui peut être désigné comme angle d'amorçage.
La courbe 239 à la fig. 13 est tracée sur la base de ces considérations. Dans ce diagramme le courant est tracé verti- calement en unités correspondant aux boucles des figs. 8,à 12
<Desc/Clms Page number 29>
et l'angle d'amorçage est tracé horizontalement. L'énergie fournie pour la soudure est mesurée par l'amplitude du flux de courant (sans égard à la polarité) et le temps pen- dant lequel il passe, c'est-à-dire par le produit de courant et de temps. Par conséquent, le nombre des boucles ou parties de boucle aux figs. 9 à 12 représente la magnitude du flux de courant effectif pour la soudure.
Comme l'angle de fermeture varie de zéro jusqu'à l'angle d'ignition qui est de 60 , le flux de courant de soudure reste constant à 4 unités, comme représenté par la partie horizontale de gauche 241 de la courbe 239 de la fig. 13. A partir de l'angle d'ignition de 60 vers' la ligne verticale 205 (fig.8) qui limite l'angle passif de pré-zéro, le flux de courant diminue graduelle- ment jusqu'à 3 unités comme représenté par la partie en pente 243 de la courbe de la fig. 13. Ce décroissement s'étend sur un angle de 60 et par conséquent le flux de courant est de 3 unités au point de 120 .
Cette dernière magnitude ou amplitude de courant reste constante comme représenté par la courte partie horizontale 245 de la dite courbe jusqu'à ce que la terminaison de la période de fer- meture (points A, B, C, D de droite) s'établisse plus tard que l'angle d'ignition dans la 5ème demi-période. La durée du temps de fermeture est de 3 1/2 demi-périodes ou de 3 demi- périodes plus 90 . L'angle d'ignition est de 60 dans la Sème demi-période. Par conséquent le temps de fermeture se terminera juste à l'angle d'ignition dans la Sème demi-période si la période de fermeture commence en un point qui est de 3 demi- périodes plus 90 en arrière à partir de la 4ème demi-période plus 60 , c'est-à-dire de 30 en arrière à partir du commen- cement de la seconde demi-période ou de 150 dans la première
<Desc/Clms Page number 30>
demi-période.
Par conséquente à un angle de fermeture de 150 , le courant ne passe pas seulement pendant les deuxième, troi- sième et quatrième demi-périodes, mais aussi pendant la cin- quièm demi-période. Pendant cette dernière demi-période, le flux de courant commence à l'angle d'ignition et par con- séquent la sous-impulsion correspondante a la même amplitude que les sous-impulsions représentées par les boucles 233,
235 et 237 de la fig. 12. Une quatrième sous-impulsion est donc ajoutée aux trois représentées à la fig. 12, et au point de 150 le flux de courant s'élève de nouveau à
4 unités.
Le flux de courant continue alors à quatre unités comme représenté par la partie de ligne horizontale 247 de la courbe de la fig. 13, jusqu'à ce que l'angle d'ignition dans la seconde demi-période soit atteint, auquel point le flux de courant diminue à nouveau de la même manière qu'il a diminué à l'angle de 60 .
En considérant les figs. 8 à 13, on voit que l'écart maximum du flux de courant est de 85%'du flux de courant maximum. En plus, pour une fermeture des contacteurs
85 et 111, 113 sur une partie considérable de la demi-période, le flux de courant est sensiblement constant à la magnitude de quatre unités. La magnitude minimum se présente seulement pour un point de fermeture sur une partie relativement petite de la demi-période. Comme le point auquel les contacteurs sont fermés, est une pure question de hasard, les figs. 8 à 13 montrent que non seulement l'étendue de variation est limitée par les installations décrites, mais aussi que le nombre de soudures pour lequel l'écart extrême se produit est sensible- ment réduit.
L'écart peut encore être réduit davantage par un choix approprié du temps de fermeture. Le temps de 3 1/2 demi-pério- des, sur lequel sont basées les figs. 8 à 13, était choisi plus
<Desc/Clms Page number 31>
ou moins au hasard. Une analyse de la situation révèle que pour un angle d'ignition de 60 , le temps de fermeture devrait être un peu plus petit que 3 1/2 demi-périodes.
On a constaté que pour réaliser une alimentation de courant la plus uniforme, les contacteurs à temps de- vraient maintenir le circuit d'ignition 49-47 fermé pendant un intervalle de temps qui est inférieur au nombre de demi- périodes pendant lesquelles le courant doit passer, mais plus grand que le nombre de demi-périodes moins une plus deux fois la fraction de la demi-période qui est représentée par l'angle passif dans toute demi-période quelconque. Ainsi, si n est le nombre de demi-périodes pendant lesquelles le courant doit passer et r la fraction d'une demi-période re- présentée par l'angle d'ignition, le temps pendant lequel les contacteurs à temps 85 et 111, 113 devraient rester fermés pour une seule impulsion de courant de soudure, est plus petit que n demi-périodes, mais légèrement plus grand que n - 1 + 2r demi-périodes.
Pour une soudure à deux pé- riodes, le temps de fermeture du circuit d'ignition 49-47 devrait,par conséquent, être plus petit que 4 demi-périodes, mais plus grand ou au moins égal à 3 + 2r demi-périodes.
Comme r est dans le présent cas égal à -, le temps de ferme- ture sera de préférence de 3 2/3 demi-périodes.
La limite inférieure (n - 1) + 2r est choisie en vue d'éliminer la lacune (30 ) qui existe, comme on voit aux figs. 13 et 14, entre l'angle de fermeture, auquel du courant ne passe pas dans la première demi-période, et l'angle de fermeture pour lequel le flux de courant commence dans la Sème. demi-période. Le courant passe dans la première demi- période jusqu'à ce que l'angle de fermeture atteigne la ligne verticale 205 délimitant l'angle passif pré-zéro.
En ce point, il est désirable que du courant passe dans la @
<Desc/Clms Page number 32>
5ème demi-période. Pour réaliser ce but, le temps de fermeture devrait être égal à trois demi-périodes plus l'intervalle de temps représenté par l'angle passif pré-zéro, plus 1-linter- valle de temps représenté par l'angle d'ignition dans la Sème demi-période.
Cela fait 3 demi-périodes plus deux fois 60/180 ou 3 2/3 demi-périodes. En générale pour l'alimentation du courant de soudure pendant n demi-périodes, cette condition est réali- sée en faisant le temps de fermeture égal à n - 1 demi-pério- des plus la fraction d'une demi-période représentée par l'an- gle passif pré-zéro plus la fraction d'une demi-période représentée par l'angle d'ignition. Comme il a été mentionné ci-dessus, cela revient à n - 1 + 2r pour une onde sinusoïdale.
Il est à noter que si le temps de fermeture est exactement de n - 1 + 2r demi-périodes, la portion de ligne de courant à trois unités 245 de la courbe 239 de la fig.13 devient un point au lieu d'une ligne horizontale. L'examen de la fig. 13 révèle en outre que l'ordonnée du point vers lequel tombe la partie en pente 243 de la courbe, peut être élevé en augmentant le temps de fermeture au-dessus de la valeur qu'on vient de mentionner. Ceci a toutefois pour effet de faire passer le courant parfois tant pendant la première demi-période que pendant la Sème demi-période. Le flux de courant.pendant la première demi-période est toutefois dans un pareil cas relativement faible. Pour différentes situations, on aura besoin de différentstemps de fermeture.
Cependant, on a vu qu'en rendant l'angle de fermeture plus petit que n demi-périodes et plus grand que n - 1 + 2r demi-périodes, on peut réaliser sensiblement toutes conditions variant d'un semi-synchronisme relativement grossier jusqu'à un synchro- nisme presque exact. Dans l'installation représentée à la fig. 1, on peut faire varier le temps de fermeture au-delà de l'étendue nécessaire en faisant varier simplement la
<Desc/Clms Page number 33>
résistance de champ 63 du moteur 55. Dans l'installation de la fig. 2, on peut faire varier le temps de fermeture en faisant tourner convenablement la came 137 qui règle le soulèvement de l'armature 133 à la position désirée.
En ce qui concerne l'installation de la fig. 1, on notera en outre que parfois la première fermeture du contacteur à temps 85 se produira lorsque le balai 69 s'engage avec la bague extérieure 71 du commutateur 57 en un point intermédiaire situé entre les bornes du segment conducteur 81. Pour une condition de ce genre, le flux de courant pendant le premier intervalle de l'engagement peut évidemment continuer pendant un nombre de demi-périodes sen- siblement plus petit que celui pour lequel l'installation est établie. Toutefois, comme l'installation est destinée à être employée dans la soudure en file continue, la première pulsation de courant n'a pas de conséquence.
Bien que l'emploi d'un régulateur à temps asynchrone soit préférable dans l'installation, suivant la fig. 1, à cause du coût réduit, on peut également y employer un régulateur à temps synchrone. Un régulateur à temps de ce type peut par exemple être réalisé en substituant un moteur synchrone au moteur à courant continu 55 et en remplaçant le relais 59 et le commutateur 57 par une came mise en rotation par le moteur, cette came étant établie de façon à fermer et ouvrir le cir- cuit d'ignition 49-47 de la même manière que les contacts 85 et 87. Dans cette disposition, le moteur synchrone peut être réglé, sans nécessiter un ajustement raffiné,
de façon à fermer le circuit d'ignition quelque part dans l'angle passif et ainsi l'envoi répété d'un nombre de demi-périodes prédé- terminé de courant de soudure peut être admis. Bien entendu, un régulateur à temps synchrone du type sus-décrit peut aussi
<Desc/Clms Page number 34>
être utilisé pour la soudure par points s'il est convenable- ment modifié.
Dans l'exemple représenté aux figs. 8 à 13, on a supposé que l'angle d'ignition était plus grand que l'an- gle de facteur de puissance. En général, cette condition n'existera pas dans la pratique. Cependant, même si l'angle d'ignition est sensiblement plus petit que l'angle de facteur de puissance, l'étendue de variation du courant de soudure est limitée de façon satisfaisante avec les installations sus-décrites. ,
Dans les diagrammes des figs. 14 à 19, les courbes de courant pour différents angles de fermeture sont tracées pour un angle d'ignition de 30 et un angle de facteur de puissance de 45 . Dans ces diagrammes, la courbe sinusoïdale supérieure 249 représente le potentiel de source en fonction du temps.
Les lignes verticales 251 et 255 représentent les ordonnées de la courbe 249 correspondant au potentiel mi- nimum auquel l'ignition se produit. Les flèches E, F, G et H du côté gauche de la fig. 14 représentent les points de fermeture du contacteur 85 et 111, ils et les flèches E, F, G, H du côté droit représentent la terminaison du temps de fermeture pour les points correspondants sur la gauche. Dans le présent cas, le temps de fermeture est égal à 3 1/2 demi-périodes. Cela correspond, comme on le voit, à la formule dérivée ci-dessus, parce que pour le cas représenté ici, n - 1 + 2r est égal à 3 1/3 demi-période.
Pour une fermeture sensiblement prématurée dans la première demi-période comme au point E, le flux de cou- rant à travers la charge est amorcé à l'angle d'ignition et continue jusqu'à un point un peu plus en arrière que l'angle de facteur de puissance. Comme ce point se présente également plus tard que l'angle d'ignition pour la deuxième
<Desc/Clms Page number 35>
demi-période, le flux de courant continue maintenant pendant la deuxième demi-période et passe par zéro en un point se rapprochant de près de l'angle de facteur de puissance.
Depuis là, le flux de courant continue pendant les deux demi-périodes subséquentes avec son zéro à l'angle de facteur de puissance. Pendant la première demi-période l'amplitude du courant est plus grande que celle du cou- rant à l'état de régime constant; pendant la seconde demi- période, l'amplitude du courant est plus petite que celle de l'état de régime constant et pendant les troisième et qua- trième demi-périodes, les amplitudes du courant sont égales à la valeur de l'état de régime constant. La différence entre les amplitudes n'est toutefois pas sensible. Les quatre bou- cles 255, 257, 259 et 261 de la fig. 15 représentent le flux de courant pour le point E. Dansla fig. 16 on a tracé la cour- be de courant 263 pour une ignition plus tardive que l'angle d'ignition, mais une ignition plus précoce que l'angle de facteur de puissance.
Ici il se produit de nouveau une lé- gère onde transitoire, mais l'écart du flux de courant de- puis le flux de courant à l'état de régime constant n'est pas sensible.
La fig.17 représente graphiquement la condition atteinte lorsque l'ignition se produit juste avant le com- mencement de l'angle passif pré-zéro. Dans ce cas, il y a une petite boucle de sous-impulsion de courant 265 repré- sentée à gauche pendant la première demi-période, qui est suivie de sous-impulsions transitoires identiques à celles représentées à la fig. 15 pendant les deux demi- périodes suivantes et de deux sous-impulsions à l'état de régime constant pendant les quatrième et cinquième demi-périodes. Les dernières quatre sous-impulsions sont représentées par les quatre boucles 267, 269, 271 et 273 succédant à la petite boucle 265.
Il est . n -
<Desc/Clms Page number 36>
à noter que du courant passe pendant la cinquième demi-période parce que la terminaison du temps de fermeture comme repré- senté au point G se présente en un point plus tardif que le point d'ignition dans cette période.
Pour le point H, où le temps de fermeture commence dans l'angle passif pré-zéro, du courant ne passe pas pendant la première demi-période, mais passe pendant les deuxième, troisième, quatrième et cinquième demi-périodes. Le flux de courant pendant les dernières demi-périodes est le même que le flux de courant pendant les lère, 2ème, Sème et 4ème demi-périodes pour la condition dans laquelle la fermeture se produit avant le point d'ignition dans la première demi- période' (E), comme représenté à la fig. 15.
En examinant les figs. 15 à 18 on trouvera que la variation de courant telle que représentée dans ces courbes est relativement petite. A la fig. 19, le flux de courant est tracé en fonction de l'angle d'amorçage 8.
La courbe 275 qui en résulte est, dans sa forme générale, similaire à la courbe 239 de la fig. 13. Il est à noter que l'étendue d'écart est dans ce cas sensiblement plus petite que l'étendue d'écart correspondant à la courbe tracée à la fig. 13.
La forme d'exécution représentée à la fig. 20 est similaire à celle représentée à la fig. 1 sauf que le circuit d'ignition est fermé. à travers l'enroulement se- condaire 277 d'un transformateur auxiliaire 279. Le trans- formateur 279 est de préférence raccordé de façon que son potentiel secondaire est en opposition de phase avec celui fourni par la source. Comme les moyens régulateurs de temps utilisés dans la forme d'exécution suivant la fig. 20 sont les mêmes que ceux employés en fig. 1, on n'a représenté que .le contacteur mobile 85 du relais à temps mentionné plus haut..
<Desc/Clms Page number 37>
Lorsque le relais à temps est excité., le contacteur mobile 85 s'engage avec les contacts immobiles correspondants 87 et ferme un circuit à travers une section 281 de l'enrou- lement secondaire auxiliaire 277 délimitée par une prise de courant réglable 283. Dans ces circonstances, le potentiel imprimé aux électrodes d'ignition 49 est égal au potentiel de la source principale moins le potentiel fourni par l'en- roulement secondaire du transformateur auxiliaire 279.
Les valves sont allumées à leur tour lorsque ce potentiel atteint la valeur d'ignition.
La courbe de la fig. 21 représente graphiquement un cycle du fonctionnement de l'installation représentée à la fig. 20. La courbe sinusoïdale tracée en traits pleins 285 de plus grande amplitude représente le potentiel de la source principale, tandis que la courbe de plus petite amplitude 287 représente le potentiel fourni par le trans- formateur auxiliaire 279. La courbe tracée en pointillé 289 représente la somme algébrique des deux potentiels.
Les lignes verticales pleines 291 partant de l'axe de temps 295 vers des points sur la courbe en traits pleins 285 sont des ordonnées de cette courbe représentant des poten- tiels de la magnitude du potentiel d'ignition. Les lignes verticales pointillées 295 sont de la même hauteur que les lignes verticales pleines 291 et sont des ordonnées égales de la courbe en pointillé 289. Les lignes 295 découpent donc l'angle d'ignition effectif dans les demi-périodes de courant pour l'installation représentée à la fig. 20 tandis que les lignes 291 découpent l'angle d'ignition qui existerait sans l'emploi du transformateur auxiliaire 279.
Il est à noter que l'angle d'ignition a été .considérablement retardé du fait que le transformateur @ @
<Desc/Clms Page number 38>
auxiliaire 279 est intercalé. Sans l'emploi de ce transforma- teur, l'angle d'ignition est plus petit que l'angle de facteur de puissance. Avec le transformateur auxiliaire il est consi- dérablement plus grand. Par l'emploi de ce transformateur on peut donc ajuster l'angle d'ignition à une valeur désirée.
Un autre ajustement tel qu'il peut être nécessaire pour régler la chaleur produite par le courant de soudure, peut être ajouté en interposant entre le cont-àcteur de connexion de l'enroulement secondaire 277 du transformateur auxiliaire 279 et les contacts 87 un. réseau de décalage de phase. Grâce à la présence de ce réseau, la relation de phase entre les courbes 285 et 287 peut être ajustée à toute valeur quelconque autre que'simplement 1800 et, par conséquent, les points dans les demi-périodes auxquels les valves 41 et 43 sont rendues conductrices peuvent être réglés dans une large mesure.
Bien que l'invention ait été décrite ci-dessus comme étant principalement applicable dans les opérations de soudure électrique, elle a une possibilité d'application générale. Dans sa conception la plus générale, l'objet de l'invention est quelque peu analogue aux différents dispositifs qui sont employés dans l'industrie des tubes à vide élevé pour faire varier le facteur d'amplification.
L'invention vise ainsi, généralement parlé, la variation du facteur d'amplification d'une valve à décharge électrique du type à électrode d'ignition immergée.
A la fig. 22, on a représenté une installation pour le réglage du débit d'un appareil redresseur. La ligne 35, 37 alimente un transformateur 299. Une charge 297 d'un genre quelconque est alimentée à partir de ce trans- formateur 299 à travers une paire de valves à décharge électrique 301 et 303 du type à électrode d'ignition
<Desc/Clms Page number 39>
immergée. Chacune des valves comporte une anode 305, une cathode à mercure 307 et une électrode d'inanition 309.
Les anodes 305 des valves sont reliées aux bornes de l'enroulement secondaire 311 du transformateur d'alimenta- tion 299 et les cathodes 307 des deux valves sont reliées ensemble par un conducteur d'interconnexion. La charge 297 est raccordée, d'une part, à la partie médiane de l'enroulement secondaire 311 du transformateur et, d'autre part, à un enroulement à courant continu 313 d'une réactance saturable 315, lequel se relie à son tour au conducteur d'interconnexion des cathodes 307. Les électrodes d'ignition 309 des valves sont reliées aux enroulements secondaires 31.7 et 319 d'un transformateur auxiliaire 321 à travers leurs cathodes 307 et un enroulement à courant alternatif 323, ou 325, respectivement,
de la réactance 315. La réactance 315 est également munie d'un enroulement de sollicitation 327 alimenté directement par une source de courant continu 329 par l'intermédiaire d'un rhéostat 331. Ce rhéostat est réglé de façon que la réactance 315 soit présaturée d'une quantité prédéterminée, la polarité de la saturation étant telle qu'elle est compensée par la saturation produite par l'en- roulement à courant continu 313.
Quand le courant passant par l'enroulement à courant continu 313 de la réactance varie, la saturation de la réactance 315 varie et la réactance des enroulements à courant alternatif 323 et 325 varie également. Le potentiel imprimé aux électrodes d'ignition 309 en série avec les enroulements 323 et 325 varie donc en concordance. On peut donc obtenir tout réglage désiré de l'installation en réglant convenablement la grandeur du courant continu de sollicita- tion dans l'enroulement 327. Pour chaque réglage, la réactance
<Desc/Clms Page number 40>
315 absorbe une certaine partie du potentiel fourni par le transformateur auxiliaire 321. le restant de.ce potentiel est imprimé aux électrodes d'ignition 309.
Les points dans les demi-périodes de courant de la source principale, auxquels les valves 301 et 303 sont rendues conductrices ou conductives dépendent du potentiel imprimé aux électrodes d'ignition et l'allumage des valves se produit plus tôt ou plus tard suivant le courant continu passant de la source à travers la réactance.
Par conséquent, pour un réglage propre, une augmentation du courant continu passant par la charge 297 et par suite par l'enroulement de réactance 313, peut avoir l'effet que la valve 301 ou 303 dans laquelle passe du courant pendant la demi-période suivante, soit rendue conductive plus tard dans cette demi-période et que par suite un décroissement peut se produire dans le flux de courant à travers la charge.
Un décroissement du courant de charge entraîne un décroisse- ment correspondant du potentiel absorbé par la réactance et un décroissement correspondant du retard de l'allumage de la valve.
Le fonctionnement de l'installation de la fig. 22 est schématisé à la fig. 23. La courbe sinusoïdale 333 avec la plus grande amplitude représente le potentiel de la source principale. La courbe sinusoidale 335 d'amplitude intermé- diaire représente le potentiel imprimé aux électrodes d'igni- tion 309 pour un courant de charge prédéterminé. La courbe sinusoïdale 337 de la plus petite amplitude représente le potentiel imprimé aux électrodes d'ignition pour un plus grand courant de charge. Les lignes verticales 339 et 341 sont des ordonnées des dernières courbes sinusoïdales 335 et 337 d'une hauteur égale au potentiel d'ignition.
On notera que lorsque le courant de charge est élevé (courbe 337), les valves prin-
<Desc/Clms Page number 41>
cipales 301 et 303 sont allumées sensiblement plus tard dans leurs demi-périodes (ordonnée 341) que lorsqu'il passe un courant plus faible (courbe 335 et ordonnée 339).
Il en résulte que le flux de courant subséquent à travers les valves est sensiblement plus faible dans le dernier cas que dans le premier.
Dans les formes d'exécution susdécrites, l'inven- tion est représentée comme étant appliquée à des installa- tions dans lesquelles les valves à décharge électrique sont alimentées par des sources à courant alternatif ou périodique. L'invention s'applique égalemént bien dans les cas où les valves sont alimentées de courant continu.
Par exemple, dans des appareils d'essai, il est souvent nécessaire d'allumer une valve à décharge électrique dans un appareillage à disjoncteur de circuit ou lorsqu'un po- tentiel qui doit être mesuré atteint d'abord une magnitude prédéterminée. En utilisant l'invention dans un appareil de ce genre le potentiel qui doit être mesuré est imprimé à l'électrode d'ignition d'une valve à décharge du type à électrode d'ignition immergée. Le potentiel anode-cathode de la valve peut être fourni par une source à courant con- tinu.
La caractéristique de l'électrode d'ignition est choisie de façon que lorsque le potentiel mesuré atteint la valeur critique, la valve est rendue conductive et se bloque par elle-même dans cette condition de conductivité jusqu'avec qu'elle soit libérée par des moyens appropriés.
**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.
<Desc / Clms Page number 1>
Electric current control installation.
The object of the present invention is an installation for controlling an electric current, particularly for regulating the operation of welding apparatuses comprising electric discharge valves.
In resistance welders, spot welders and continuous welders, the welding current is supplied as intermittent pulses. Each current pulse is supplied for a predetermined time interval and two successive current pulses are separated by a predetermined time interval which may be referred to as a pause interval. In addition, the food
<Desc / Clms Page number 2>
Current pulse generation takes place by an alternating current source and these pulses are composed of trains of sub-pulses, each of the latter corresponding to half a period of the source.
In welding of this kind it is often important that there are no essential variations in the current pulses as well as in the relation between the instantaneous magnitude of each sub-pulse and the magnitude others than from the point of view of the product of the pulse duration time and the average magnitude of the current in each pulse, that is to say the ampere-seconds. If the difference between the maximum and minimum time-current product is, for example, 50%, it is difficult to adjust the average current to a value such that satisfactory results are obtained in the welding of many materials.
A number of welds are weak because the current flow time is too short to produce proper fusion of the material to be welded, and for many welds the current flow time is so long that the material is burnt. It follows from the foregoing that an essential problem in the study and construction of resistance welding apparatus consists in providing for an adjustment of the duration of the time of the welding current pulses such as there is no essential difference in the duration of the welding time. This problem is thus reduced in itself to that of providing an appropriate time setting device.
In addition, large differences between the amplitudes of the individual subpulses as produced by transient waves for example, cause a sudden flow or flow of current of one polarity or the other through the line. material which must be welded and this results in unsatisfactory welds. Therefore, another problem
<Desc / Clms Page number 3>
essential in resistance welding is the need to provide a supply of welding pulses whose sub-pulses do not vary significantly from a predetermined normal value. This latter problem is generally solved by providing means involving the suppression of large transient waves.
In current welding processes, the welding current pulses are provided by an AC source and the time adjustment occurs either synchronously or asynchronously, depending on the character of the work to be performed. When the material to be welded is relatively massive and the welds can be relatively coarse and not uniform everywhere, the asynchronous time setting will be employed. In this case, irregular current pulses will be transmitted through the material to be welded and, in general, the variation of the weld current will not be limited to any reasonable extent.
When a high uniformity of welds is desired, as for example in the aircraft industry and, in general in all cases where relatively thin metal, such as aluminum or stainless steel sheets must to be welded, the synchronous time setting will be adopted.
Synchronous time setting apparatuses which have been provided in accordance with the principles of the prior methods are very complicated and expensive. In most ordinary cases they have six to nine electric discharge valves and these valves are associated with a number of timing and control elements. Then, in addition to this, there is adjustment means for the synchronization equipment, which must produce the initiation of the welding pulses at selected points of the half-periods of the current source. so as to avoid transient waves.
<Desc / Clms Page number 4>
It has been found that between the soldering problems which can be solved with relatively coarse time adjustment and those which require extremely subtle time adjustment, there is in the soldering industry a vast intermediate field - in terms of of the time setting requirements. While soldering in this field requires a certain degree of uniformity of solder current which cannot be achieved with coarse solder machines, the extreme precision of the highly synchronized equipment of older machines is not essential.
For many materials, for example, the weld is satisfactory if the maximum variation of the weld current time, from weld to weld, is not greater than 25%; in other cases the welding current can vary from 40 to 50%; while in still others the magnitude of this variation should be limited to 5-10%. In addition, there may be some variation in the magnitude of the subpulses although it is advisable to keep it within certain limits.
Asynchronous welding devices used up to now cannot be used in this field, because the variation of the welding current from point to point cannot be kept within the required limits and there is a large variation in the magnitude. subpulses. It is true that high precision synchronous time adjusters work satisfactorily, but their cost is excessive.
It follows from the foregoing explanations that it is desirable to have an asynchronous soldering apparatus which includes means for limiting the maximum deviation of the solder current time and the fluctuations occurring in the solder-to-solder current pulses. . In an asynchronously adjustable welding device, the deviation of the current time
<Desc / Clms Page number 5>
ae souaur arises from these main reasons. first, asynchronous time adjustment involves starting and stopping the current at unexpected times in the half periods of the current source to produce the pulses.
Because of this unexpected effect or chance, some of the pulses may be established by more half-periods of current from the source than others, i.e. the product of the current and the time of the different solder pulses may vary. Second, the power factor of the welding load is relatively low and causes difficulty. Since the initiation of the weld pulse in an asynchronous device occurs by chance, the initiation of a pulse often leads the zero point of the current to the steady state by an angle of the order of 90.
The premature initiation of the solder pulses introduces a transient effect which not only varies the product of current and time appreciably, but gives rise to subpulses having amplitudes substantially double the amplitude of the subpulses. in constant state. The largest sub-pulses produced by transient waves are the first in the trains that establish the pulses and, therefore, when they do occur, there is a sudden flow or flow of high power current, followed a pause interval which does not contribute to the production of a good weld.
A primary object of the invention is to control comparatively strong currents in a primary circuit between an alternating current source and a load associated therewith by controlling the flow of comparatively low currents in a secondary circuit.
The invention further aims to provide a control installation for supplying an electric current to a load in intermittent pulses the magnitude of which does not vary.
<Desc / Clms Page number 6>
not from one to the other more than a predetermined value, both from the point of view of instantaneous values and from the point of view of the product of current and time.
The current control installation according to the invention comprises a primary circuit enclosing a current source and a load associated therewith, valve means comprising an electric discharge device of the ignition type having several electrodes. main and a starting electrode in contact with one of the main electrodes, arranged to be connected between the current source and the load, and a secondary circuit for controlling the flow of current in said primary circuit, comprising said electrode ignition, and bilateral conductivity means arranged to interconnect the current source and said ignition electrode and said main electrode with which the latter is in contact.
A submerged ignition electrode type electric discharge valve has an anode of a material such as carbon or nickel, a cathode usually composed of mercury, and an ignition or ignition electrode made preferably of boron carbide. or silicon carbide which immerses in mercury. It has been found that for the ignition of the valve it is necessary to apply a potential of a certain sensible magnitude, which will be referred to hereafter as the ignition potential, to the part of the ignition electrode extending above mercury.
In the object of the invention, it is stated that the ignition potentials which are applied through the intermediary of the time adjustment apparatus have a character such that they rise to the value necessary for the time. ignition for the first time in each half-period of the source at a point offset from or behind the point of zero potential by a sensitive angle which will be designated subsequently as the ignition angle.
<Desc / Clms Page number 7>
tion.
Therefore, despite the fact that the time setting apparatus closes the ignition circuit at random and can close it at any point in half periods, the ignition can only occur in one. limited angle, equal to 180 minus twice the ignition angle (for a sinusoidal current source), in each half-period of the source.
As a result, the variation in the magnitude of the current which may arise as a result of the unexpected closing of the ignition circuit is greatly limited. The possible deviation can be further reduced by taking care to provide a suitable ratio between the time interval during which the ignition circuit remains closed and the time in the half-periods of the source during which the boost current. hard must pass.
It is further advantageous to establish the ignition electrodes of electric discharge valves or the resistance of ignition circuits with properties such that the ignition angle is within a limited number of degrees, the same. than the power factor angle, that is to say the angle between the zero potential point and the zero current point in the steady state. Thanks to this relationship, the possible transient effect that can occur is significantly reduced. For example, it has been found that good results are obtained with a normal voltage source of 440 volts and electric discharge valves having ignition electrodes requiring a potential of the order of 100 volts for the i. - gnition.
In a test facility, the valves were connected in anti-parallel coupling between the source and the load and the ignition electrodes were connected in series with each other and thus connected to the source through the mercury electrodes and the gas. charge. It was found that the constant state current for a number of welds produced with @
<Desc / Clms Page number 8>
this installation was 325 or 460 amps. An oscilloscope showed that the maximum peak current was of the order of 530 amps. For the same operation performed with an old type asynchronous welding machine, the maximum current peak was found to be 880 amps.
It can be seen that by using an installation according to the invention the deviation is reduced from a value of slightly less than 100% to approximately 15%. Attention is drawn to the fact that when performing this test, the 100 volt ignition electrodes had been used with a 440 volt source. In such an arrangement, the angle in the half-period at which the ignition of the valves has occurred is 18.7. If a 220 volt source had been used, the ignition angle would have been increased to 40, and thus a substantial improvement over the above test results would be obtained.
Several embodiments of the subject of the invention are shown, by way of example, in the accompanying drawing in which:
Fig. 1 shows a schematic view of a continuous weld welding installation;
Fig. 2 shows a schematic view of a spot welding installation;
Fig. 3 is a diagram showing the relationship between potential and current for a load having a substantial power factor angle and which is supplied by an alternating current source during steady state operation,
Fig. 4 is a schematic view showing the transient wave produced by an initiation of current flow in the load prematurely in a half period;
Fig. 5 is a diagram showing the transi- @ wave
<Desc / Clms Page number 9>
the area produced by the initiation of a current flow at a time later in the half-period;
Fig. 6 gives a diagram showing the relation between the transient wave and the angle of initiation of the current flow;
Fig. 7 is a diagram showing the regions in which initiation of current flow is impossible in the embodiment of the invention;
Figs. 8, 9, 10, 11 and 12 are diagrams showing the extent of variation in the magnitude of a two-period pulse supplied by the apparatus constructed according to Figs. 1 and 2;
Fig. 13 is a diagram showing the variation of the current as a function of the closing angle of the ignition circuit of the device, on which FIGS are based. 8 to 12;
Figs. 14, 15, 16, 17 and 18 represent a series of diagrams showing the variation of the current flow for another two-period pulsation produced with the apparatus constructed according to FIG. 1 or fig. 2;
Fig. 19 is a diagram showing the variation of the current flow as a function of the closing angle of the ignition circuit of the apparatus on which Figs are based. 14 to 18;
Fig. 20 shows a schematic view of another embodiment of the object of the invention;
Fig. 21 is a diagram showing the operation of the installation of FIG. 20;
Fig. 22 is a schematic view of a regulator which will be discussed later, and
Fig. 23 is a diagram illustrating the operation of the regulator according to FIG. 22.
@
<Desc / Clms Page number 10>
The installation shown in fig. 1 comprises a welding transformer 25 and a pair of welding electrodes 29 connected to the secondary winding 27 of said transformer. The material 31 which is to be welded continuously advances between the electrodes 29 and is welded by transmitting a series of pulses of electric current between the electrodes and through the material to be welded.
To facilitate the movement of the material to be welded, the electrodes can be established in the form of rollers.
The primary winding 33 of the welding transformer 25 is connected to the line conductors 35 and 37 of an alternating current source 39 of the usual type through a pair of electric discharge valves 41 and 43. These valves are connected in anti-parallel coupling so as to transmit alternating current through the primary winding of transformer 25.
Each valve has an anode 45 of carbon or of a suitable metal, a mercury cathode 47 and an ignition electrode 49 of boron carbide, silicon carbide or any other suitable high strength material. The anode 45 of one of the valves, 41, and the cathode 47 of the other, 43, are connected to the line conductor 35, while the anode 45 of the valve 43 and the cathode 47 of the valve 41 are connected to a terminal 51 of the primary winding 33 of the welding transformer 25. The other terminal, 53, of the primary winding 53 is connected by a conductor 95 to the other line conductor, 57.
The solder material 31 is soldered by passing current pulses through it, each of which has a length equal to a predetermined number of half-periods of the source 39 and consists of a train of the same number of sub-pulses.
@
<Desc / Clms Page number 11>
The current pulses are determined by the operation of a timing regulator having a DC motor 55 arranged to rotate a switch 57 and a timing relay 59 actuated in dependence on the movement of the switch 57. The motor 55 is operated. fed from the source 39 through a suitable rectifier 61. Its speed can be regulated by means of the rheostat 63 connected in series with its field winding 65. When the line conductors are energized, the motor 55 rotates with a speed determined by rheostat 63 and switch 57 is therefore driven by a corresponding rotational movement.
To start a continuous welding operation, when line conductors 35 and 37 are energized, a start switch 67 is actuated. This can be set up in the form of a push button or a foot operated switch. by the operator, or it can be activated automatically, for example under the influence of the material to be welded when the latter arrives in a predetermined region. When the switch 67 is actuated or closed, it connects in the shown position of the switch 57 a brush 69 engaging with an outer ring 71 of the switch electrically with a brush 73 engaging with an inner ring 75 of the switch. through a suitable current source 77 and an energizing coil 79 of the time relay 59.
The outer and inner rings 71 and 75 of the switch 57 are in metallic connection with each other. The inner ring 75 is completely conductive, while the outer ring 71 is subdivided into a conductive segment 81 and an insulating segment 83. Therefore, when the brush 69 touching the outer ring 71 is in contact with the conductive segment 81 and that the relay circuit 59 @
<Desc / Clms Page number 12>
is closed by switch 67, relay 59 will be energized. When the brush 69 makes contact with the insulating segment 83, the relay 59 will be de-energized, even if the switch 67 is closed.
To produce a continuous weld, switch 67 is closed for a time interval corresponding to the length of the weld, and relay 59 is alternately energized and de-energized during this interval.
The speed of the motor 55 is ordinarily chosen so that the intervals during which the relay 59 is energized and de-energized include several half periods of current from the food source, although on rare occasions a single half period may also be used.
The relay 59 is provided with a movable contactor 85 which cooperates with a pair of corresponding fixed contacts 87 for the direct connection of the ignition electrodes 49 of the two valves 41 and 43 when the relay is energized.
When connecting the ignition electrodes 49, the paths between the anodes 45 and the cathodes 47 of the valves 41 and 43 are non-conductive and current passes through the ignition electrodes in one direction or the other. depending on the polarity of the source 39 at that time. For example, if the upper row conductor 35 is positive and the lower conductor 37 negative, current will follow a circuit from the upper row conductor through a conductor 89, cathode 47 and the ignition electrode. 49 of the right valve 43, a wire 91, the closed contactor 85 of the time relay 59, a wire 93, the ignition electrode 49 and the cathode 47 of the left valve 41, the primary winding 33 from the welding transformer 25, the conductor 95, to the lower line conductor 37.
The reverse circuit can be drawn in a similar fashion when the lower row conductor is positive and the upper row conductor - @
<Desc / Clms Page number 13>
negative laugh.
Examination of the circuits traced above reveals that the direction of current flow is from the ignition electrode 49 to the cathode 47 in the valve 41, or in the valve 43, for which the potential of the anode 45 is positive with respect to the cathode, for example, towards the cathode 47 of the valve 41 under the conditions assumed by plotting the circuit. When the potential of the ignition electrode 49 in the valve 41 or 43, for which the anode-cathode potential is positive and the ignition current starts at the ignition electrode, amounts to sufficient to make the valve conductive, current will flow through the valve between the anode and the cathode and through the primary winding 33 of the weld transformer 25.
The same situation occurs for the other valve, when the polarity of line conductors 35 and 37 is reversed.
Since the ignition current is derived directly from the source, the drop in potential at the ignition electrodes 49 follows the potential of the source and therefore rises to the value necessary for the led at an angle in each half. -period of current of the source, which depends on the magnitude of the potential necessary for ignition and which has been designated as the ignition angle. This angle can be set to any desired value by suitably choosing the ignition electrode 49 or by suitably adjusting the source potential for any given ignition electrode. If one chooses for example an ignition electrode requiring a voltage of about 100 volts to make the valve conductive, the ignition angle is established at the point in the current half-periods of the source at which the magnitude instantaneous is 200 volts.
As it was said before, for a source @
<Desc / Clms Page number 14>
of 440 volts, this angle is to twist 18.7 and for a source of 220 volts, 40.
When the start switch 67 is closed, the starting relay 59 is energized and de-energized repeatedly with a periodicity which depends on the relationship between the conductive and insulating segments 81 and 83 of the outer ring 71 of the switch 57 and of the motor speed 55. The contactor 85 of the relay 59 is therefore closed intermittently for a time interval corresponding to the angular length of the conductive segment 81 of the switch 57 and the speed of the motor 55. During these intervals, welding current pulses each of which has one. length of several half-periods of current from the source, pass through the load or material to be welded 31.
Each current pulse is constituted by a series of sub-pulses, each of which in turn passes during a half-period of current from the source and is predetermined in the half-period by the choice of the ignition electrodes 49 of the valves 41 and 43 through which the sub-pulses pass. A: analysis of the possible variations of the magnitudes of the compound current pulses reveals that despite the unexpected closing of the starting relay, the range of variation is kept within well-defined limits both from the point of view of the product of current and of time than from the point of view of maximum peaks.
The installation shown in fig. 2 is largely similar to that shown in FIG. 1.
However, rectifiers 97 and 99 which are preferably of the copper-copper oxide type, are in this case connected between the ignition electrodes 49 and the associated cathodes 47 of the valves 41 and 43 respectively. Rectifiers 97 and 99 are connected so that each one blocks the current (in
<Desc / Clms Page number 15>
assuming conventional polarity) which tends to flow in the direction from the ignition electrode 49 to which it is connected, to the associated cathode 47, but conducts current flow in the opposite direction. Therefore, a substantial current will flow through an ignition electrode and its associated cathode only in the direction from the ignition electrode, and not in the opposite direction.
For example, if the upper row conductor 35 is positive and the lower conductor 37 negative, current will flow through the right rectifier 99 and between the ignition electrode 49 and the cathode 47 of the left valve.
The rectifiers 97 and 99 have the function of protecting the ignition electrodes 49 against deterioration which they could undergo as a result of a current passing from the cathode to the ignition electrode. Of course, rectifiers also reduce the ignition angle for a given ignition circuit characteristic and therefore the ignition circuit will require modifications to suit the use of rectifiers.
The operation of the spot welding installation shown in fig. 2 is initiated by the actuation of a control switch switch 101. When the switch-switch 101 is formed, its upper contactor 103 directly interconnects the ignition electrodes 49 of the two valves 41, 43. The current then passes through one of the ignition electrodes starting from the line conductor which is currently positive towards the line conductor then negative.
When the upper row conductor 35 is positive and the lower row conductor 37 negative, current will follow a circuit from the upper row conductor through a conductor 105, the right straightener 99, a wire. 107, the contactor 103 of
<Desc / Clms Page number 16>
the switch-switch 101, a wire 109, the rest contacts 111 and 113 of the time relay 115, a wire 117, 3, the ignition electrode 49 and the cathode 47 of the left valve 41, l The primary winding 33 of the welding transformer 25, a conductor 119 to return to the lower line conductor 37. A potential is thus imparted from the main source 39 to the ignition electrode 49 of the left valve.
When this potential reaches the value required for ignition, the left valve 41 is turned on and current is transmitted through the primary winding 33 of the transformer 25. A current pulse of opposite polarity is transmitted through the valve of the transformer. right 43 and the primary winding of the transformer, when the lower row conductor 37 is positive and the upper row conductor negative, and the proper potential is imparted to the corresponding ignition electrode.
When the switch-switch 101 is actuated, its lower movable contactor 121 releases a pair of corresponding immobile contacts 123 so as to open a short-circuit of the coil 125 of the time relay 115. The coil 125 is then supplied with current by a circuit starting from the left terminal 53 of the primary winding 33 of the transformer 25 through a conductor 127, the coil 125, a conductor 129, a current-limiting resistor. 151 to the right terminal 51 of the primary winding 33. Relay 115 is provided with an armature 133 suspended from one end 135 and whose position is determined by an adjustable cam 137.
The characteristic period of time of relay 115 is the time required for armature 133 to move from the position at which it is brought by cam 157 to a point where it engages with a pair of interconnected flat springs 139 carrying pins. mobile contacts,
<Desc / Clms Page number 17>
113 and 141.
When the coil 125 of the relay 115 is energized, the armature 133 begins to move from the position to which it was brought by the cam 137 and after the characteristic time it engages with the pair of springs 139 in thus causing the rest contacts 111 and 113 of the relay to open and the movable contact 141 to engage with a cooperating stationary contact 143. By opening the rest contacts 111 and 113, the connection between the electrodes ignition 49 is interrupted and the current flowing through the valves 41 and 43 is intercepted after the current in the last valve which is conductive when the contacts are open becomes zero.
When the normally open contacts 141 and 143 are closed, they complete a circuit from the upper line conductor 35 through conductor 105, resistor 145, then closed contacts 141 and 143, conductor 147, terminal 51, resistor 131, conductor 129, excitation coil 125 of relay 115, conductor 127, conductor 119 to upper line conductor 37. Relay 115 is now stuck energized and 1- ' armature 133 is prevented from allowing rest contacts 111 and 113 to close again and causing reignition of valves 41 and 43.
When the armature 133 opens the contacts 111 and 113, an operation producing the re-establishment of a single weld point will be completed. The weld has a length of several half periods and its length depends on the setting of the cam 137. To produce the weld from another point, the switch-switch 101 is released to be able to open and is then closed again. .
When switch-switch 101 is open, coil 125 of timing relay 115 is shorted by the switch.
<Desc / Clms Page number 18>
switch 121 and the ignition circuit is at the same time kept open to the upper contactor 103. The installation is thus returned to the ready state for a second operation. The closing of the switch-switch 101 initiates a second welding operation. In the arrangement of FIG. 2 as in that of FIG. 1, any unwanted deviation of the welding current from the running state is prevented by the fact that the electric discharge valves can only be turned on between certain angles in the half periods of the current source.
Figs. 3 to 19 graphically show the important aspects of the invention. In fig. 3, the smaller amplitude sine wave 149 represents the potential of a current source, as used herein, as a function of time. The slightly larger sine wave 151 represents the steady-state current flow through a load having a lagging power factor, such as for example a weld load, also. as a function of time. The angle of the power factor in each half-period is represented by a symbol 153 in the shape of a small circle with an arrow passing through its center. This conventional designation will be used in the following.
The curves in fig. 3 show the condition of the steady state current flow in the load.
This condition only exists after the load has been supplied with current for a substantial period of time.
Fig. 4 graphically shows the situation which arises at the start of the initiation of the current flow in the load.
Here the variable amplitude curve 155 represents the current flow as a function of time. By drawing the curve 155 @
<Desc / Clms Page number 19>
it has been assumed that the current flow in the load is initiated at a premature time in the first half-period of the current source. From the first current half wave 157 it can be seen that the current rises to a considerably greater value than the steady state amplitude and then drops back to zero at a point 159 in the next half period of potential 161 which manifests later than the power factor angle.
The current then becomes negative and passes through a negative maximum 163 appreciably smaller than the amplitude of the steady state current and then passes through zero and rises to a positive amplitude a little smaller than the first wave 157. This repeats for a number of half waves. Each successive positive half wave becomes smaller, while each successive negative half wave becomes larger, until the amplitude of the steady state is reached on both sides of the time axis. 165. As the wave amplitudes approach the steady state amplitude, the intersection points 167, 169,171,173,175 and 177 of the waves with the time axis 165 approach the angle of the factor of power in each direction.
A wave 155 of the type drawn in FIG. 4 which precedes point 177 in which the steady state amplitude is reached is referred to as a transient wave. Note that the maximum amplitudes of the transient waves are appreciably greater than the corresponding amplitudes of the steady-state waves and that, therefore, the current which passes during a number of transient half-periods can be appreciably greater. than the corresponding current which passes during a number of half-state periods.
<Desc / Clms Page number 20>
A mathematical analysis of a transient wave reveals that it is established by the sum of the steady state wave and a logarithmic function which becomes substantially zero when the steady state condition is reached. The logarithmic function is represented by the phantom line 179 in fig. 4. It will be referred to hereinafter as a decay curve and the time during which the decay curve reaches a value such that the steady state is realized as a decay time or simply as a decay will be designated.
In fig. 5, there is shown a transient current curve 181 and a decrease curve 183 for the case. current flow is initiated late in the first half cycle of the current source.
An examination of figs. 4 and 5 reveals that the height above or below the time axis 165 from which the decay curve 179 or 183 begins, and therefore the decay time depends on the electrical angle between the power factor point and firing point.
This situation arises from the fact that the current passing through the load must necessarily be zero at the initiation point and that at this point the decay curve has its maximum height. Since the transient current is equal to the sum of the steady state current and the decay at each point, the maximum height of the decay curve should be equal to the ordinate as the steady state current curve would have to boot. This ordinate is a maximum at a point ahead of the power factor point by 90 electrical degrees and reduces to zero at the power factor point.
Therefore, the decay is a maximum for starting at approximately 90 to
<Desc / Clms Page number 21>
from the power factor point and becomes smaller as the power factor point is reached.
This situation is shown graphically in fig. 6 in which the potential of the current source and the steady state current are again plotted against time. Several decay curves 158, 187 and 189 are drawn therein in phantom lines to correspond to the different angles of initiation of the current flow. The upper curve 185 represents the condition that would exist for the initiation of current flow at a point ahead of the power factor point by 90 electrical degrees.
The lower curves 187 and 189 represent proportionally smaller angles of deviation from the power factor point. It can be seen that by approaching the power factor point, the height of the decay curve and therefore the decay time corresponding become relatively smaller.
The foregoing analysis reveals that when a load having a sensitive power factor angle is supplied by an alternating current source, the current flowing during the transient interval varies over a large area which depends on the angle in the half-period at which the current flow is initiated. In an installation in which the load is supplied continuously, the steady state condition is reached after a few half-periods and the effect of the transient wave is of less importance. However, this situation does not exist in welding operations, especially in continuous line and spot resistance welding. Here the current flows for a number of half-periods and is stopped for a number of half-periods.
The total time interval during which
<Desc / Clms Page number 22>
current passes, is substantially of the same order of magnitude as the decrease in time of the load and this is also the case for the pause interval. Therefore, when supplying a load with current welding, the steady state condition is seldom reached, so the transient current must be taken into account.
From the foregoing considerations it also follows that with an asynchronous time adjustment apparatus constructed according to the old principles it is substantially impossible to obtain uniformity of the current supplied to the individual welds. Such a timing apparatus can initiate a weld at a point 90 degrees from the point. power factor and the current supply will be relatively large. Another weld can be fired substantially at the power factor point and in this case the initial current flow can be half the current flow for the first mentioned point.
For a limited number of half-periods of the source, the product of current and time thus varies appreciably and the maximum instantaneous current established during one weld interval may be significantly different from that occurring during another weld interval. .
The latter effect particularly aggravates the difficulties in soldering materials to be soldered which are more sensitive to variable current conditions, such as for example aluminum. Referring to figs. 4 and 5, it will be seen that the first transient current loop 157 or 193 is of a substantially greater amplitude and persists substantially longer than the following ones. The energy supplied to the material to be welded while the current shown is flowing. by the first transient loop is proportional to the integral, with respect to time, of the square of the ordinates @ -
<Desc / Clms Page number 23>
loop and is therefore several times larger than that corresponding to a steady state current supply.
It has been found that the high energy thus supplied due to transient waves such as those shown in Figs. 4 and 5 has a particularly deleterious effect on the welded material, which is evidenced by spitting of molten material from the weld regions, by arcing and in extreme cases by explosion of the weld. welding.
In the installation shown in figs. 1 and 2, the lack of uniformity in the weld is suppressed by the means for limiting the angle in the half periods during which the current flow is initiated by using asymmetric discharge paths which allow the current flow a once started to continue only in one direction. As has been explained, a potential of a magnitude sensitive to the ignition electrodes 49 must be imparted in the installation shown in FIGS. 1 and 2, to produce ignition. As this potential is supplied by the main source through contactors 85 and 111, 113 of time relays 59 and 115, the potential of the source must rise to the necessary value before ignition takes place. produce.
Consequently, if in the installation of fig. 1, the brush 69 engaging with the outer ring 71 of the asynchronously controlled switch 59 touches, during the execution of a weld, first the conductive segment 81 at a very early time in a half-period of the source, or very late in a half-period, the flow of current through either of the valves 41, 43 does not occur immediately. Current flow through them begins only when the potential of the current source reaches the sufficient value.
<Desc / Clms Page number 24>
for ignition.
There is therefore a passive region in each half period of current source 39 during which the current supply for the weld load cannot be initiated even if start relay 59 is energized.
This is also true for the closing instant of switch-switch 101.
In fig. 7, these passive regions are illustrated by the hatched areas 191 associated with the curve 149 representing the potential of the current source. For this diagram it has been assumed that the relation between the ignition potential and the potential of the current source is such that the potential of the current source rises to the ignition value at an angle of 30 from zero point, that is, the ignition angle is 30. It goes without saying that this angle can vary over a considerable extent if ignition electrodes of different types are used or if the potential of the source is varied. As shown in fig. 7, the ignition angle is smaller than the power factor angle.
In consideration of this fact, the flow of the solder current can sometimes be started beforehand at the power factor angle by the energization of the starting relay 59 in the installation shown in fig. 1 or by the switch-switch closing
101 of the installation of fig. 2 at a time corresponding to a point in the hatched areas 191. However, the potential of the current source and the ignition electrodes are chosen, in the practical implementation of the invention, such that the The transient wave produced is relatively small and does not allow the weld current to exceed allowable limits.
The variation in the current flow which would exist in an installation of the kind of fig.l or @
<Desc / Clms Page number 25>
fig. 2 in which the welding current passes intermittently for two periods, is shown in the diagrams of figs. 8 to 13. The sinusoidal curve 201 of FIG. 8 represents the potential of the current source.
The vertical lines 203 and 205 cutting sections at the start and at the end respectively of the half-periods of the sinusoidal curve 201 are ordinates of the curve representing a potential equal to the ignition potential.
Line 203 at the beginning of the half periods is moved from the zero point just ahead of the ignition angle; the other line, 205, is displaced from the zero point behind it by an angle equal to the ignition angle which will be designated as the pre-zero passive angle. The total angle in each half-period in which ignition cannot occur will be referred to as the passive angle. It should be noted that for the example shown, it has been assumed that the ignition angle is greater than the power factor angle.
To supply current during the interval of two periods, the time contactors 85 and 111, 113 must be closed for a certain time interval which may be less than two half-periods. stems from the fact that when a valve, 41 or 43, is once made conductive, it remains conductive as long as its anode-cathode potential is sufficient to maintain the arc. Therefore, 3 1/2 half periods were taken as representing the closing time for a weld pulse of 4 half periods by plotting the curves shown in Figs. 8 to 13. It has been assumed that the ignition angle is about 60.
To compare the magnitudes of the current pulses for different contactor closing times @
<Desc / Clms Page number 26>
85 and 111, 113, we must determine the magnitudes - of the pulses which are produced by the closure at four representative points indicated by the arrows A, B, C and
D on the left of fig. 8. Arrows A, B, C, D on the right of this figure represent the termination of the closing intervals corresponding to priming at the left points A, B, C, D.
Note that it was assumed that the time contactors were initially closed at a premature point A in the first half-period, at a point
B just after the ignition angle is exceeded, at a point C just before the source potential becomes smaller than the ignition potential, and at a point D in
The passive pre-zero angle. The points on the right A, B, C, D are obviously displaced by 3 1/2 half periods from the corresponding points on the left. The current flows corresponding to the closing points A, B, C, D are plotted in fig. 9 to 12 respectively. Each of these paths is identified by the letter to which it corresponds.
When the closing time is in A, the current flow is initiated through one of the valves 41, 43 at the ignition angle and since the latter is greater than the power factor angle, the flow of current continues to a point which occurs a little earlier than the power factor angle in the first half period. The current flow during the first half-period of the current source 39 is represented by the upper loop 207 on the left of Fig. 9. When the ignition circuit 49-47 is once closed at point 1 on the left, it remains closed until point A on the right.
Therefore, the ignition circuit is closed when the ignition potential in the second, third and fourth half-period of the source is reached and the current flows through the valves 41. and 43 in accordance with the @
<Desc / Clms Page number 27>
loops 209, 211 and 213. These latter loops are the same as the left loop 207 and represent sub-pulses of the same amplitude. The product of current and time in this case is represented by the four loops. It should be said in passing that the energy supplied for the weld is obtained by integrating the square of the current over the entire interval during which a pulsation is supplied and multiplying it by an appropriate factor.
On this basis, the areas below the loops, formed by squaring the ordinates of the loops plotted in Fig. 9, would very accurately represent the solder energy supplied. However, for the present purpose, it suffices to consider the heights and the number of loops.
When the closing point is at B, the current flow in the first half-period is initiated a little later than the occurrence of the ignition angle. The current loop 215 in FIG. 10 corresponding to the initiation of the current flow at point B is, therefore, slightly smaller than the current loop 207 corresponding to the initiation at the ignition angle and intercepts the time axis 217 a little earlier than the latter.
Once the ignition circuit is closed at B (left), it remains closed until point B on the right is reached and hence current flow during the second, third and fourth halves. periods is initiated at the ignition angle and the corresponding loops 219, 221 and 223 in fig. 10 represent the same magnitudes as the 2nd, 3rd and 4th loops 209, 211 and 213 in fig. 9.
As the ignition at point C occurs appreciably later in the first half-period than at points
<Desc / Clms Page number 28>
A and B, the corresponding current is significantly lower and the current flow also ends correspondingly earlier. This situation is represented by the left loop 225 in FIG. He. The current flow during the 2nd, 3rd and 4th half periods for closing at point C begins again at the ignition angle, and therefore the loops 227, 229 and 231 for these periods are the same as the corresponding loops for the closing at points A and B. The closing of the ignition circuit 49-47 is completed at the right-hand point C of the Sixth half-period.
However, since this point occurs earlier than the ignition angle, no current flow takes place during the Bern half-period.
Since the ignition at point D occurs at an angle in the first half-period, at which the instantaneous potential is smaller than the ignition potential, no current is passed at all during this half-period and it does there is a corresponding loop point in fig. 12. The current flow during the Sem, Sem and 4th half periods for the left point D ignition is initiated at the ignition angle and therefore the corresponding loops 233, 235 and 237 are the same as in the other figures. In addition, as the point D on the right is just ahead of the ignition angle in the 5th half-period, there is no current flow during this half-period.
Figs. 8 to 12 show diagrams for the welding current x as a function of the closing angle 0 (of the contactors, which can be designated as the firing angle.
The curve 239 in FIG. 13 is drawn on the basis of these considerations. In this diagram the current is plotted vertically in units corresponding to the loops of figs. 8, to 12
<Desc / Clms Page number 29>
and the firing angle is drawn horizontally. The energy supplied for soldering is measured by the magnitude of the current flow (regardless of polarity) and the time during which it passes, ie the product of current and time. Therefore, the number of loops or loop parts in Figs. 9 to 12 represents the magnitude of the effective current flow for the solder.
As the closure angle varies from zero to the ignition angle which is 60, the solder current flow remains constant at 4 units, as represented by the left horizontal portion 241 of curve 239 of the fig. 13. From the ignition angle of 60 towards the vertical line 205 (fig. 8) which limits the passive pre-zero angle, the current flow gradually decreases to 3 units as shown. by the sloping part 243 of the curve of FIG. 13. This decay spans an angle of 60 and therefore the current flow is 3 units at the point of 120.
This last magnitude or amplitude of current remains constant as represented by the short horizontal part 245 of said curve until the end of the closing period (points A, B, C, D on the right) is established. later than the ignition angle in the 5th half-period. The duration of the closing time is 3 1/2 half periods or 3 half periods plus 90. The ignition angle is 60 in the 6th half-period. Therefore the closing time will end just at the ignition angle in the 5th half period if the closing period starts at a point which is 3 half periods plus 90 back from the 4th half period. plus 60, that is to say 30 back from the start of the second half-period or 150 in the first
<Desc / Clms Page number 30>
half-period.
Therefore at a closing angle of 150, the current does not only flow during the second, third and fourth half periods, but also during the fifth half period. During this last half-period, the current flow begins at the ignition angle and therefore the corresponding sub-pulse has the same amplitude as the sub-pulses represented by loops 233,
235 and 237 of fig. 12. A fourth sub-pulse is therefore added to the three shown in FIG. 12, and at point 150 the current flow rises again to
4 units.
Current flow then continues at four units as shown by the horizontal line portion 247 of the curve of FIG. 13, until the ignition angle in the second half-period is reached, at which point the current flow decreases again in the same way that it decreased at the angle of 60.
Considering figs. 8 to 13, it can be seen that the maximum deviation of the current flow is 85% of the maximum current flow. In addition, for closing the contactors
85 and 111, 113 over a considerable part of the half-cycle, the current flow is substantially constant at the magnitude of four units. The minimum magnitude occurs only for a closing point over a relatively small part of the half-period. As the point at which the contactors are closed is a matter of pure chance, figs. 8 to 13 show that not only the range of variation is limited by the installations described, but also that the number of welds for which the extreme deviation occurs is appreciably reduced.
The gap can be further reduced by an appropriate choice of the closing time. The time of 3 1/2 half-periods, on which figs are based. 8 to 13, was chosen more
<Desc / Clms Page number 31>
or less at random. An analysis of the situation reveals that for an ignition angle of 60, the closing time should be a little less than 3 1/2 half cycles.
It has been found that to achieve the most uniform current supply, time contactors should keep the ignition circuit 49-47 closed for an interval of time which is less than the number of half periods during which the current is to be pass, but greater than the number of half-periods minus one plus twice the fraction of the half-period that is represented by the passive angle in any half-period. Thus, if n is the number of half-periods during which the current must flow and r the fraction of a half-period represented by the ignition angle, the time during which time contactors 85 and 111, 113 should remain closed for a single pulse of welding current, is smaller than n half-periods, but slightly larger than n - 1 + 2r half-periods.
For a two-period weld, the closing time of the ignition circuit 49-47 should, therefore, be less than 4 half-periods, but greater or at least equal to 3 + 2r half-periods.
As r is in the present case equal to -, the closing time will preferably be 3 2/3 half periods.
The lower limit (n - 1) + 2r is chosen with a view to eliminating the gap (30) which exists, as can be seen in FIGS. 13 and 14, between the closing angle, at which current does not flow in the first half-period, and the closing angle for which the current flow begins in the Sem. half-period. The current passes in the first half-period until the closing angle reaches the vertical line 205 delimiting the pre-zero passive angle.
At this point, it is desirable that current flow through the @
<Desc / Clms Page number 32>
5th half-period. To achieve this goal, the closing time should be equal to three half periods plus the time interval represented by the passive pre-zero angle, plus 1-time interval represented by the ignition angle in the 5th half-period.
That's 3 half periods plus two times 60/180 or 3 2/3 half periods. In general for the supply of the welding current for n half-periods, this condition is realized by making the closing time equal to n - 1 half-periods plus the fraction of a half-period represented by l The passive pre-zero angle plus the fraction of a half period represented by the ignition angle. As mentioned above, this comes down to n - 1 + 2r for a sine wave.
Note that if the closing time is exactly n - 1 + 2r half-cycles, the three-unit current line portion 245 of curve 239 in fig. 13 becomes a point instead of a line. horizontal. Examination of fig. 13 further reveals that the ordinate of the point towards which the sloping portion 243 of the curve falls can be raised by increasing the closing time above the value just mentioned. However, this has the effect of causing the current to flow sometimes both during the first half-period and during the 5th half-period. The current flow during the first half-period is, however, in such a case relatively small. For different situations, we will need different closing times.
However, we have seen that by making the closing angle smaller than n half-periods and greater than n - 1 + 2r half-periods, we can achieve substantially all conditions varying from a relatively coarse semi-synchronism up to 'to almost exact synchronization. In the installation shown in fig. 1, the closing time can be varied beyond the necessary extent by simply varying the
<Desc / Clms Page number 33>
field resistance 63 of the motor 55. In the installation of FIG. 2, the closing time can be varied by properly rotating the cam 137 which adjusts the lifting of the frame 133 to the desired position.
With regard to the installation of fig. 1, it will be further noted that sometimes the first closing of the time contactor 85 will occur when the brush 69 engages with the outer ring 71 of the switch 57 at an intermediate point located between the terminals of the conductive segment 81. For a condition of of this kind, the current flow during the first interval of the engagement can obviously continue for a number of half-periods significantly smaller than that for which the installation is established. However, since the installation is intended for use in continuous line welding, the first pulse of current is of no consequence.
Although the use of an asynchronous time regulator is preferable in the installation, according to fig. 1, because of the reduced cost, a synchronous time regulator can also be used therein. A time regulator of this type can for example be realized by substituting a synchronous motor for the direct current motor 55 and by replacing the relay 59 and the switch 57 by a cam set in rotation by the motor, this cam being set so as to close and open the ignition circuit 49-47 in the same way as the contacts 85 and 87. In this arrangement, the synchronous motor can be adjusted, without requiring a refined adjustment,
so as to close the ignition circuit somewhere in the passive angle and thus the repeated sending of a predetermined number of half periods of solder current can be allowed. Of course, a synchronous time regulator of the type described above can also
<Desc / Clms Page number 34>
be used for spot welding if suitably modified.
In the example shown in figs. 8 to 13, the ignition angle was assumed to be greater than the power factor angle. In general, this condition will not exist in practice. However, even if the ignition angle is significantly smaller than the power factor angle, the extent of variation of the welding current is satisfactorily limited with the above-described installations. ,
In the diagrams of figs. 14-19, the current curves for different closing angles are plotted for an ignition angle of 30 and a power factor angle of 45. In these diagrams, the upper sine wave 249 represents the source potential as a function of time.
Vertical lines 251 and 255 represent the ordinates of curve 249 corresponding to the minimum potential at which ignition occurs. Arrows E, F, G and H on the left side of fig. 14 represent the closing points of the contactor 85 and 111, they and the arrows E, F, G, H on the right side represent the end of the closing time for the corresponding points on the left. In this case, the closing time is equal to 3 1/2 half periods. This corresponds, as we see, to the derived formula above, because for the case shown here, n - 1 + 2r is equal to 3 1/3 half-period.
For a substantially premature closure in the first half period as at point E, the current flow through the charge is initiated at the ignition angle and continues to a point a little further back than the power factor angle. As this point also occurs later than the ignition angle for the second
<Desc / Clms Page number 35>
half-period, the current flow now continues for the second half-period and crosses zero at a point nearing the power factor angle.
From there, the current flow continues for the subsequent two half-periods with its zero at the power factor angle. During the first half-period the amplitude of the current is greater than that of the current in a constant state; during the second half-period, the amplitude of the current is smaller than that of the constant state and during the third and fourth half-periods, the amplitudes of the current are equal to the value of the state of constant speed. The difference between the amplitudes is not, however, noticeable. The four loops 255, 257, 259 and 261 of fig. 15 represent the current flow for point E. In fig. 16 Current curve 263 was plotted for ignition later than the ignition angle, but ignition earlier than the power factor angle.
Here again a slight transient wave occurs, but the deviation of the current flow from the steady state current flow is not appreciable.
Fig. 17 graphically represents the condition reached when ignition occurs just before the start of the passive pre-zero angle. In this case, there is a small current sub-pulse loop 265 shown on the left during the first half-period, which is followed by transient sub-pulses identical to those shown in FIG. 15 during the next two half periods and two steady-state sub-pulses during the fourth and fifth half periods. The last four subpulses are represented by the four loops 267, 269, 271 and 273 succeeding the small loop 265.
It is . not -
<Desc / Clms Page number 36>
Note that current flows during the fifth half-period because the termination of the closing time as represented at point G occurs at a later point than the ignition point in this period.
For point H, where the closing time begins in the passive pre-zero angle, current does not flow during the first half period, but does flow during the second, third, fourth and fifth half periods. The current flow during the last half periods is the same as the current flow during the 1st, 2nd, 5th and 4th half periods for the condition in which the closing occurs before the ignition point in the first half. period '(E), as shown in fig. 15.
Looking at figs. 15 to 18 it will be found that the variation in current as shown in these curves is relatively small. In fig. 19, the current flow is plotted against the firing angle 8.
The resulting curve 275 is, in general form, similar to the curve 239 of FIG. 13. It should be noted that the extent of the deviation is in this case appreciably smaller than the extent of the deviation corresponding to the curve drawn in FIG. 13.
The embodiment shown in FIG. 20 is similar to that shown in FIG. 1 except that the ignition circuit is closed. through the secondary winding 277 of an auxiliary transformer 279. The transformer 279 is preferably connected so that its secondary potential is out of phase with that supplied by the source. As the time regulating means used in the embodiment according to FIG. 20 are the same as those used in FIG. 1, only the mobile contactor 85 of the time relay mentioned above has been shown.
<Desc / Clms Page number 37>
When the time relay is energized, the movable contactor 85 engages with the corresponding stationary contacts 87 and closes a circuit through a section 281 of the auxiliary secondary winding 277 bounded by an adjustable current tap 283. In Under these circumstances, the potential imparted to the ignition electrodes 49 is equal to the potential of the main source minus the potential supplied by the secondary winding of the auxiliary transformer 279.
The valves are in turn ignited when this potential reaches the ignition value.
The curve of FIG. 21 graphically represents an operating cycle of the installation shown in FIG. 20. The larger amplitude sine wave drawn in solid lines 285 represents the potential of the main source, while the smaller amplitude curve 287 represents the potential supplied by the auxiliary transformer 279. The dotted line 289 represents the algebraic sum of the two potentials.
The solid vertical lines 291 from the time axis 295 to points on the solid curve 285 are ordinates of that curve representing potentials of the magnitude of the ignition potential. The dotted vertical lines 295 are the same height as the solid vertical lines 291 and are equal ordinates of the dotted curve 289. The lines 295 therefore cut the effective ignition angle in the current half-periods for the installation shown in fig. 20 while lines 291 cut off the ignition angle that would exist without the use of auxiliary transformer 279.
It should be noted that the ignition angle has been considerably delayed due to the fact that the transformer @ @
<Desc / Clms Page number 38>
auxiliary 279 is inserted. Without the use of this transformer, the ignition angle is smaller than the power factor angle. With the auxiliary transformer it is considerably larger. By using this transformer it is therefore possible to adjust the ignition angle to a desired value.
Further adjustment, as may be necessary to adjust the heat produced by the solder current, can be added by interposing between the secondary winding connection switch 277 of the auxiliary transformer 279 and the contacts 87 a. phase shift network. Thanks to the presence of this network, the phase relationship between curves 285 and 287 can be adjusted to any value other than simply 1800 and, therefore, the points in the half-periods at which the valves 41 and 43 are made. conductors can be adjusted to a large extent.
Although the invention has been described above as being mainly applicable in electric welding operations, it has a possibility of general application. In its most general conception, the object of the invention is somewhat analogous to the various devices which are employed in the high vacuum tube industry for varying the amplification factor.
The invention thus aims, generally speaking, the variation of the amplification factor of an electric discharge valve of the type with an immersed ignition electrode.
In fig. 22, there is shown an installation for adjusting the flow rate of a rectifying device. Line 35, 37 feeds a transformer 299. A load 297 of some kind is fed from this transformer 299 through a pair of electric discharge valves 301 and 303 of the ignition electrode type.
<Desc / Clms Page number 39>
submerged. Each of the valves has an anode 305, a mercury cathode 307, and a starvation electrode 309.
The anodes 305 of the valves are connected to the terminals of the secondary winding 311 of the power transformer 299 and the cathodes 307 of the two valves are connected together by an interconnecting conductor. Load 297 is connected, on the one hand, to the middle part of the secondary winding 311 of the transformer and, on the other hand, to a direct current winding 313 of a saturable reactance 315, which in turn connects to the interconnecting conductor of the cathodes 307. The ignition electrodes 309 of the valves are connected to the secondary windings 31.7 and 319 of an auxiliary transformer 321 through their cathodes 307 and an AC winding 323, or 325, respectively,
of the reactance 315. The reactance 315 is also provided with a solicitation winding 327 supplied directly by a direct current source 329 via a rheostat 331. This rheostat is adjusted so that the reactance 315 is presaturated with a predetermined amount, the polarity of the saturation being such that it is compensated for by the saturation produced by the DC winding 313.
As the current flowing through the DC winding 313 of the reactance varies, the saturation of the reactance 315 varies and the reactance of the AC windings 323 and 325 also varies. The potential imparted to the ignition electrodes 309 in series with the windings 323 and 325 therefore varies in accordance. Any desired adjustment of the installation can therefore be obtained by suitably adjusting the magnitude of the direct current in the winding 327. For each adjustment, the reactance
<Desc / Clms Page number 40>
315 absorbs a certain part of the potential supplied by the auxiliary transformer 321. the remainder of this potential is imparted to the ignition electrodes 309.
The points in the main source current half periods at which valves 301 and 303 are made conductive or conductive depend on the potential imparted to the ignition electrodes and ignition of the valves occurs earlier or later depending on the current. continuous passing from the source through the reactance.
Therefore, for proper adjustment, an increase in the direct current flowing through the load 297 and hence through the reactance winding 313, may have the effect that the valve 301 or 303 through which current flows during the half-cycle following, is made conductive later in this half-period and that consequently a decrease can occur in the current flow through the load.
A decrease in the charging current results in a corresponding decrease in the potential absorbed by the reactance and a corresponding decrease in the delay in ignition of the valve.
The operation of the installation of FIG. 22 is shown schematically in FIG. 23. The sine curve 333 with the greatest amplitude represents the potential of the main source. Intermediate amplitude sine curve 335 represents the potential imparted to ignition electrodes 309 for a predetermined charging current. The smaller amplitude sine wave 337 represents the potential imparted to the ignition electrodes for a larger charge current. The vertical lines 339 and 341 are the ordinates of the last sinusoidal curves 335 and 337 with a height equal to the ignition potential.
Note that when the charge current is high (curve 337), the main valves
<Desc / Clms Page number 41>
cipales 301 and 303 are lit appreciably later in their half-periods (ordinate 341) than when a lower current passes (curve 335 and ordinate 339).
As a result, the subsequent current flow through the valves is significantly lower in the latter case than in the former.
In the embodiments described above, the invention is shown as being applied to installations in which the electric discharge valves are supplied by alternating or periodic current sources. The invention also applies well in cases where the valves are supplied with direct current.
For example, in test apparatus it is often necessary to turn on an electric discharge valve in circuit breaker equipment or when a potential to be measured first reaches a predetermined magnitude. Using the invention in such an apparatus the potential to be measured is imparted to the ignition electrode of a submerged ignition electrode type discharge valve. The anode-cathode potential of the valve can be supplied by a direct current source.
The characteristic of the ignition electrode is chosen so that when the measured potential reaches the critical value, the valve is made conductive and locks itself in this condition of conductivity until it is released by appropriate means.
** ATTENTION ** end of DESC field can contain start of CLMS **.