JPH01118372A - Pulse arc welding method - Google Patents
Pulse arc welding methodInfo
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- JPH01118372A JPH01118372A JP23168988A JP23168988A JPH01118372A JP H01118372 A JPH01118372 A JP H01118372A JP 23168988 A JP23168988 A JP 23168988A JP 23168988 A JP23168988 A JP 23168988A JP H01118372 A JPH01118372 A JP H01118372A
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Abstract
Description
この発明は、ワイヤ電極と母材との間に供給する直流の
溶接電流（以下「ベース電流」と称する）に１周期的に
パルス状の溶接電流（以下「パルス電流」と称する）を
重畳させ、このパルス電流による電磁収縮力でワイヤを
細粒化して母材へ移行させる（これを「スプレー移行」
と呼ぶ）パルスアーク溶接方法に関するものである。
従来のパルスアーク溶接方法を実施する装置として、第
１図に示すようなものがあった。図In this invention, a pulsed welding current (hereinafter referred to as "pulse current") is periodically superimposed on a DC welding current (hereinafter referred to as "base current") supplied between a wire electrode and a base metal. The electromagnetic contraction force generated by this pulsed current makes the wire fine and transfers it to the base material (this is called "spray transfer").
This relates to the pulsed arc welding method. As an apparatus for carrying out the conventional pulse arc welding method, there is one shown in FIG. figure
【おいて、（１）は
トランスであり１次側は３相、２次側は６相の巻線構造
となっている、（２０１）〜（２０６）はサイリスタで
、交流電圧を直流に変換するとともに９位相制御により
、電圧値も変化させることができる。（３）は相間リア
クトルで、これら（１）。
（２０１’１〜（２０６） 、 ＋３＋とでベース電流
を供給する電源（４）が構成されている。（５）はベー
ス電流に重畳してパルス電流を供給する電源で、トラン
ス＋１１の２次巻線のうち巻数を多くシた２相分、およ
びそれに接続されたサイリスタ（６０１”）、 （６
０２）から成る。
（７０１）、（７０２）は直流リアクトル、（８）はワ
イヤ。
（９）はワイヤ（８）を送給するためのモータなどのワ
イヤ送給装Ｌ ａｎはアーク、α】１は母材（抜溶接物
）である。電源＋４１． ＋５１の出力は一方が共通と
なり。
ワイヤへ接続され、他方は直流リアクトル（７０１）と
（７０２）との間で合わされて母材旧１に接続されてい
る。なお、αＬ ａ３はそれぞれ電源（４）内、電源（
５）内のサイリスタの位相制御を行うための制御回路で
ある。
次に従来の溶接方法の動作を説明する。
電源（４）からはベース電流が、電源（５）からはパル
ス電流がワイヤ（８）、母材ｆｉ１１間に供給され、同
時にワイヤ（８）がワイヤ送給装置（９）によって母材
α１１側へ送抄出されると、母材の溶接が行われる。制
御回路α？、 Ｑ３ばそれぞれサイリスタ（２０１）〜
（２０６）および（６０１）、（６０２）の点弧位相を
変化させており。
それにより、ベース電流値ＩＢ、パルス幅τ、パルス電
流のピーク値Ｉｐ （以下「ピーク電流値ＩｐＪと称す
る）が変化する。溶接電汗の波形は第２図のようになる
が、パルスの周波数は、基本室υ周波数（わが国では５
０Ｈ２またけ６０Ｈ２）に等しいかまたはその２倍であ
る。なお、第２図（ａ）は平均溶接電流が小さい場合、
同図（ｂ）は大きい場合の波形である。
さて９例えば母材の板厚が薄い場合には平均溶接電流（
まだはワイヤの送給速度）を小さく保って溶接するが、
具体的には第２図（ａ）に示したように、ベース電流Ｉ
Ｂを小さく、またパルス幅τを小さく従ってピーク電流
値Ｉｐも小さく設定し。
パルス周波数も例えば１２０Ｈｚから６０Ｈｚに落とす
こともある。
逆に１例えば母材の板厚が厚い場合には、平均溶接電流
（またはワイヤの送給速度）も大きく溶接するので、波
形としては第２図（ｂｌに示したように、 ＩＢを大
きく、またτも大きく従ってＩｐも大きく設定する。
従来のパルスアーク溶接は以上のように行なわれている
ので、第２図ｆａｌのように平均溶接電流を低くした場
合、 Ｉｐが小さくなるとパルス電流による電磁収縮
力が減少するため、スプレー移行が困難となり、溶滴Ｉ
は、第３図１ａ）のように極端に大きくなり、母材へ移
行する際にワイヤ（８）と母材αＤとが短絡しやすく、
その際に流れる短絡電流によって溶融したワイヤがスパ
ッタとして飛散する。
また、第２図（ｂｌのように平均溶接電流を大きくした
場合、τおよびＩｐが大きくなると、１パルス当りほぼ
１回ずつ溶滴Ｉが母材へ移行していくが。
パルスの１周期当りにワイヤへ注入される熱量が大きく
なり、第３図ｆｃｌに示されるように、溶接α４が垂れ
下がり、アーク長が短いとしばしば母材とワイヤとが短
絡して、これもスパッタ発生の原因となる。第３図ｆａ
ｌ、 （ｃ）のような場合には、スパッタを避けようと
すれば、アーク長を短く保つことができず、そのためア
ンダーカットが牛じるなどの溶接欠陥がでやすく、溶接
速度も上げられない。
第３図（ｂ）のようにアーク長が短く（そのためアンダ
ーカットも発生しに〈〈、溶接速度も上げられる）、溶
滴も小さくできるような適正な溶滴移行状態を得るため
には、パルス幅τ、ピーク電流値Ｉｐ、ベース電流値Ｉ
Ｂをよほどうまく調整せねばならない。
このように従来のパルスアーク溶接方法は、適正な溶滴
移行状態を実現させるための調整が非常に困難であると
ともに、しばしばスパッタの発生を見るので、母材の後
処理等余計な作業が必要となり１作業能基が低下すると
いう欠点があった。
この発明は、前述した従来方法の欠点を除去するために
なされたもので９幅広い平均溶接電流範囲にわたって、
スパッタのない適正な溶滴移行状態が実現でき、アーク
長が短く、アンダーカット等の発生もなく、溶接速度も
上げられるパルスアーク溶接方法を提供することを目的
としている、この発明の一実施例を図について説明する
。
第４図において、止はトランスおよびダイオード等で′
Ｗ１５２された直流電源で、電源（４）は制御信号で電
流を０Ｎ−ＯＦＦできる （直流電流でもその素子だけ
の作用でＯＦＦできる）トランジスタなどのスイッチン
グ回路ｔｉＧと直流リアクトル（７０５）およびベース
電流を検出するための検出器（２１；？）とから成って
いる。電源（５）は、やはりトランジスタ等の制御信号
で電流をＯＮ −ＯＦＦできるスイッチング回路１１？
′ｌおよび直流リアクトル（７０４）で構成されている
。なお、スイッチング回路（ＩＧ、αηは電流容量等の
関係から多数個の素子の並列接続になることもあり、■
はその並列運転のために必要なバランス抵抗を示す。α
９けスイッチング回路αｅまたはａηの０Ｎ−ＯＦＦの
際に発生するサージ電圧を吸収し。
しかもパルス電流の立上りを良くシ、かつ直流型（７Ｈ
ｓの出力電流のリップルを小さくするためのコンデンサ
、 （２ｏｏ）、 （２０２）はそれぞれスイッチ
ング回ｐｒ１ｅ、αηのＯＦＦ後に生じるサージ電圧を
吸収するだめのフライホイールダイオード、 （２１
１）は溶接電流を検出するための検出器、■は高周波電
曽、ノは昇圧トランス、Ｕはコンデンサ、ωは火花ギャ
ップ、のは高周波電圧をアーク負荷に導くためのカップ
リングコイル、＠けフェライト等の研性体で形成され、
ワイヤが貫通する高周波リアクト／Ｉ／、 ＠Ｉｒｉバ
イパスコンデンサ、■はアーク電圧検出のための検出器
である。
次に動作を説明する。
まず、高周波型ｍｃ２Ｘ５の入力電圧は昇圧トランス■
によって昇圧されてコンデンサｒ２４１すなわち火花ギ
ャップのの両端に印加され、ある限界値でギャップ間に
放電破壊が生じ、コンデンサＵ、カップリングωとの間
に直列共振回路が形成されて高周波高電圧が発生する。
この高周波高電圧は、カップリングコイル■を介してワ
イヤ（８）と母材的１間に印加される。このとき、高周
波に対して高インピーダンスとなる高周波リアクトルの
とバイパスコンデンサ■によって、ワイヤ送給装置（９
）および電源＋４１．１５１には高周波高電圧が浸入し
ない。この高周波高電圧によるワイヤ、母材間の放電破
壊のために、ワイヤと母材とが短絡しなくてもアークが
点弧され、これによりアーク点弧時のスパッタの発生が
抑えられる。さて、アークの点弧と相前後してワイヤ送
給装ｇ（９１によりワイヤ（８）を母材方向へ送り出せ
ば、溶接が実施される。
溶接１潴の供給については、直流電源から供給される直
流電流は、スイッチング回路＋１７１によって０Ｎ−Ｏ
ＦＦされてパルス電流が形成される。 （スイッチング
回路ａ’ｎがＯＦＦになった直後は、フライホイールダ
イオード（２０１）、直流リアクトル（７０４）を介し
て溶接電流が流れる。）また、スイッチング回路側の０
Ｎ−ＯＦＦによって、 ベース電流が形成される。（ス
イッチング回路ｎｅがＯＦＦになった直後はフライホイ
ールダイオード（２０２） 、直流リアクトル（７０５
）を介してベース電流が流れる。）同時に、検出器（２
１１）は溶接電流を時々刻々検出しており、その出力は
制御回路α３に入力され、ピーク電流鎖部がワイヤ材質
、径、シールドガスの種類の組合せによって定めた所定
の範囲内に入るように、スイッチング回路鉗が０Ｎ−Ｏ
ＦＦする。
また、検出器（２１２）によってベース電流が時々刻々
検出され、主にワイヤ径によって定めた所定の範囲内と
なるように、制御回路σ２を介してスイッチング回路＋
ＩＧがＯＮ −ＯＦＦされる。また、制御回路α３Ｆｉ
、パルス周波数とワイヤ送給速度との対応関係、′！！
？よび検出器（ト）によって検出されたアーク電圧の平
均値とパルス幅との対応関係を却制する役目をしている
。
さて、溶接電流波形は第５図のようになるが。
パルス周波数、パルス幅τ、ピーク電流値Ｉｐ。
ベース電流値ＩＢの設定方法について具体的に述べる。
図においてＴはパルスの周期であり、またＩＢとしては
脈潴の平均値をとった。
まず、ピーク電流値Ｉｐとしては、少なくともワイヤを
細粒化して母材へ移行させるために必要な、いわゆる臨
界ｒＬｆＭ値（これは使用するワイヤ材質、径、シール
ドガスの種類によって決まる）以上に設定しなければな
らない。しかしながらあまり大きくしすぎると母材側へ
のアーク力が大きくなり、溶接ビードが乱れてかえって
良くない。
そこでＩｐの設定値としては（平均電漆値によらず一定
にしておくとして）、臨界電流値以上であり、しかも工
ｐを一定にしてパルスの周期Ｔを大きくしていった場合
、平均溶接電流値が所定の最大値となりうるように選ぶ
。ｒｐの設定値範囲の例を９色々なワイヤ材質、径、シ
ールドガスの穐類の組合せについて示したものを別紙表
１にまとめた。
次に、ワイヤ送給速度とパルス周波数（またはパルスの
周期）との対応関係について述べる。
ワイヤがアーク熱およびワイヤに流れる電流によるジュ
ール熱等によって溶融し、しかも電＄収縮力て細粒化さ
れる場合の溶滴０４１の大きさは。
（イ）溶滴に働く母材方向への電研力
（ロ） ワイヤ方向への表面張力
（ハ）重力
の釣り合いたら決定される。第３図（ｂｌのような適正
な溶滴移行が起こる場合の溶滴の大きさ（溶滴径ａ）の
実測結果を表１に付記した。さて、アーク長を短くして
も極カスバッタを発生させないようにするためには、溶
滴径ａをできる限り小さくすればよい。すなわち、１パ
ルス当り９表１に示される溶滴径で１回の移行を行わせ
ればよい。従って、ワイヤ送給速度υｃｍ／ ｓ と
パルス周波ｅｆＨｚとの対応関係は、一般に溶滴径を３
ｆｌφ、 ワイヤ径をｄｍφとすれば、毎秒送給される
ワイヤ量と移行する溶滴量とが等しいことから０次式の
ように書き表わされる。
ｄ １ ４ａ
π（−）２Ｘυｘ−＝−π（−）３ｘｆｘ−Ｌ表１には
、それぞれのワイヤ径、溶滴径に応じたυ／ｆの設定範
囲をも付記した。
さて、１パルス当シにワイヤに注入すべき熱量Ｗけ９表
１に示した溶滴量のワイヤを溶融させるのに足るものと
考えられる。例えばワイヤが軟鋼１．２ｆｌφで溶滴径
を１．２ｆｌφとすればその熱量は。
室温を０″Ｃ０溶滴の温度を１５３５℃（鉄の融点）。
比麩を０．１５ ｃａｔ／１１ ”ｃ、潜熱を６５ｃａ
ｚ／ｇ、 密度を７．８９７ｄとして計算すると２．
０８ ｃａ／ （８，７４Ｊｏｕｌｅ ）となる。 種
々のワイヤ材質径、シールドガスの種類の組合せに対す
る１パルス当りにワイヤに注入すべき最適熱量範囲も表
１に付記した。
なお、使用した物理定数は下２の表２の通シである。
表 ２
以上のように、ピーク電流値、ワイヤ送給速度とパルス
周波数との対応関係（あるいは、１パルス当りのワイヤ
への注入熱量）を設定すれば、溶滴の移行は適正な溶滴
径にて行われる。実際に溶接を行う際には、このほかア
ーク長を適正値に保つ必要がある。これはアーク長が長
くなると母材の加熱される範囲が広がり好ましくない場
合があり、また短くなりすぎると溶滴が母材と短絡して
スパッタを生じるからである。通常用いられる０、９〜
１．６０φのワイヤのときのアーク長は２〜３Ｕ程度と
するのが適当で、このときのアーク電圧は２０〜４０Ｖ
となる。このアーク長の制御は、アーク電圧を検出し、
この値が予め設定した値となるように、平均溶接電流値
即ち１パルス当りの入熱量およびパルス周波数を制御す
ることによって行う。この入熱量の調節は、パルス幅τ
またはパルスのピーク値工、またはベース電流値１１３
を変えることによって行う。検出したアーク放電電
圧が設定された基準値より高いときには入熱量の減少を
図夛、溶滴の母材への移行を遅らせることによりアーク
長を短くさせ、逆にアーク放１！電圧が基準値より低い
ときには入熱量の増大を図って母材への溶滴の移行を速
めることによりアーク長を長くさせる。
なお９人熱量およびパルス周波数を調整するのに代えて
、ワイヤの送給速度を制御してアーク長を調節する構成
も考えられる。
ナオ、ヘースＮＲ値ＩＢは、パルスとパルスとの間での
アーク切れを防止するのに必要な電流値を与えておく。
具体的にはワイヤ径０．９１ＥＩｌφの場合は約１ＯＡ
、 １．２ｍ１ｌφ、１．６鱈φの場合は約２０〜３
０Ａにするのが適当である、細径ワイヤに対してベース
電流を低く設定したのは平均溶接電流が小さい傾城への
使途拡大が図れるからである。
以上の説明では、スイッチング回路素子としてトランジ
スタを用いた例を示したが、このほかゲートターンオフ
サイリスタのようなものでも効果は口じである。
この発明は母材と溶接ワイヤとの間にアークを維持する
ベース電流とこれに重畳したパルス電流とを供給して放
電を起こさせ、当該ワイヤの溶滴を上ＷＥ’パルス電流
の電研収縮力により上記母材に移行させて溶接を行うよ
うにしたものにおいて。
上記ワイヤとしてワイヤ径が０．９ｕの軟鋼を用い、か
つシールドガスとしてアルゴンを８０％で炭酸ガスを２
０％のものを用いたときに、上記パルス電流のパルスピ
ーク値を２５０〜３００アンペアで、かつ上記ワイヤの
送給速度／パルス周波数を０．０８〜０．２４１の値の
範囲とするか。
又は上２ワイヤとしてワイヤ径が１．６鰭の軟鋼を用い
、かつシールドガスとしてアルゴンを８０チで炭酸ガス
を２０チのものを用いたときに、上２パルス電流のパル
スピーク値を５５０〜６００アンペアで、かつ上記ワイ
ヤの送給速度／パルス周波数を０．０５〜０．０８１の
値の範囲とし。
上記ワイヤと母材間に接続されたアーク電圧検出器によ
りアーク放電電圧を検出し。
この検出されたアーク放電電圧値と予め設定した基準値
とを比較し上記アーク放電電圧値が基準値となるように
上記ワイヤへの入熱量を制御するようにしたので、溶滴
径をできる限り小さくでき。
アーク長の短かい適正なアーク長が得られ、スパッタの
発生を少なくできる効果がある。In [, (1) is a transformer with a winding structure of 3 phases on the primary side and 6 phases on the secondary side, (201) to (206) are thyristors that convert AC voltage to DC. At the same time, the voltage value can also be changed by nine-phase control. (3) is the interphase reactor, and these (1). (201'1 to (206) and +3+ constitute a power supply (4) that supplies a base current. (5) is a power supply that supplies a pulse current superimposed on the base current, and the secondary of the transformer +11 The two-phase winding with a large number of turns, and the thyristor (601") connected to it, (6
02). (701) and (702) are DC reactors, and (8) is a wire. (9) is a wire feeding device such as a motor for feeding the wire (8), L an is an arc, and α]1 is a base metal (drawn welded product). Power supply +41. One of the +51 outputs is common. The other end is connected to the wire, and the other end is connected between the DC reactors (701) and (702) and connected to the base material 1. Note that αL a3 is inside the power supply (4) and inside the power supply (
This is a control circuit for controlling the phase of the thyristor in 5). Next, the operation of the conventional welding method will be explained. A base current is supplied from the power source (4), and a pulse current is supplied from the power source (5) between the wire (8) and the base material fi11, and at the same time, the wire (8) is fed to the base material α11 side by the wire feeding device (9). Once the base metal is sent to the machine, welding is performed on the base metal. Control circuit α? , Q3 each has a thyristor (201) ~
The firing phases of (206), (601), and (602) are changed. As a result, the base current value IB, the pulse width τ, and the peak value Ip of the pulse current (hereinafter referred to as "peak current value IpJ") change.The waveform of welding electric sweat is as shown in Figure 2, but the pulse frequency is the fundamental chamber υ frequency (5 in Japan)
0H2 spanning 60H2) or twice that. In addition, Fig. 2 (a) shows that when the average welding current is small,
FIG. 6(b) shows a waveform when the value is large. For example, if the base material is thin, the average welding current (
Although welding is still carried out by keeping the wire feeding speed small,
Specifically, as shown in FIG. 2(a), the base current I
B is set small, the pulse width τ is set small, and the peak current value Ip is also set small. The pulse frequency may also be lowered, for example, from 120 Hz to 60 Hz. On the other hand, if the base material is thick, the average welding current (or wire feeding speed) will be large, so the waveform will be larger, as shown in Figure 2 (bl). Also, τ is large, so Ip is also set large. Conventional pulse arc welding is performed as described above, so when the average welding current is lowered as shown in Figure 2 fal, when Ip becomes smaller, the electromagnetic effect due to the pulse current Spray transfer becomes difficult due to reduced shrinkage force, resulting in droplet I
becomes extremely large as shown in Fig. 3 1a), and the wire (8) and the base material αD tend to be short-circuited when transferring to the base metal.
The short-circuit current flowing at this time causes the melted wire to scatter as spatter. Furthermore, when the average welding current is increased as shown in Figure 2 (bl), as τ and Ip become larger, the droplet I migrates to the base material approximately once per pulse. The amount of heat injected into the wire increases, and as shown in Figure 3 fcl, the weld α4 sag.If the arc length is short, the base metal and the wire often short-circuit, which also causes spatter. .Figure 3fa
In cases like (1) and (c), if spatter is to be avoided, the arc length cannot be kept short, and welding defects such as undercuts are likely to occur, and the welding speed must be increased. do not have. In order to obtain an appropriate droplet transfer state that allows the arc length to be short (therefore, undercuts do not occur and the welding speed can also be increased) and the droplets to be small, as shown in Figure 3(b), Pulse width τ, peak current value Ip, base current value I
B must be adjusted very well. In this way, conventional pulsed arc welding methods are extremely difficult to adjust to achieve proper droplet transfer conditions, and often generate spatter, requiring extra work such as post-treatment of the base material. Therefore, there was a drawback that the number of functional groups decreased. This invention was made to eliminate the drawbacks of the conventional method described above.9 Over a wide average welding current range,
An embodiment of the present invention, which aims to provide a pulsed arc welding method that can realize a proper droplet transfer state without spatter, has a short arc length, does not cause undercuts, etc., and can increase welding speed. Explain the diagram. In Figure 4, the stop is a transformer, diode, etc.
The power supply (4) is a W152 DC power supply, and the current can be turned 0N-OFF by a control signal. (Even DC current can be turned OFF by the action of only that element.) A switching circuit such as a transistor tiG, a DC reactor (705), and a base current. It consists of a detector (21;?) for detection. The power supply (5) is also a switching circuit 11 that can turn the current ON and OFF using a control signal such as a transistor.
'l and a DC reactor (704). Note that the switching circuit (IG, αη) may have many elements connected in parallel due to current capacity, etc.
indicates the balance resistance required for parallel operation. α
It absorbs the surge voltage that occurs when the 9-piece switching circuit αe or aη is turned ON-OFF. Moreover, it has a good pulse current rise and is a DC type (7H).
A capacitor (2oo) and (202) are used to reduce the ripple of the output current of s, respectively. (2oo) and (202) are flywheel diodes that absorb the surge voltage that occurs after switching circuits pr1e and αη are turned off, (21)
1) is a detector for detecting the welding current, ■ is a high-frequency electric current, No is a step-up transformer, U is a capacitor, ω is a spark gap, is a coupling coil for guiding the high-frequency voltage to the arc load, @ke Made of abrasive material such as ferrite,
The wire passes through the high frequency reactor /I/, the @Iri bypass capacitor, and ■ is a detector for arc voltage detection. Next, the operation will be explained. First, the input voltage of the high frequency mc2x5 is a step-up transformer ■
The voltage is boosted by the capacitor R241, that is, applied to both ends of the spark gap, and at a certain limit, discharge breakdown occurs between the gap, and a series resonant circuit is formed between the capacitor U and the coupling ω, generating a high frequency and high voltage. do. This high frequency high voltage is applied between the wire (8) and the base material 1 via the coupling coil (2). At this time, the wire feeding device (9
) and the power supply +41.151, high frequency high voltage does not enter. Due to the discharge breakdown between the wire and the base material due to this high frequency and high voltage, the arc is ignited even if there is no short circuit between the wire and the base metal, thereby suppressing the generation of spatter when the arc is ignited. Now, welding is carried out by feeding the wire (8) toward the base metal by the wire feeding device g (91) at the same time as the ignition of the arc. The DC current is turned 0N-O by the switching circuit +171.
It is turned FF and a pulse current is generated. (Immediately after the switching circuit a'n is turned off, the welding current flows through the flywheel diode (201) and the DC reactor (704).)
A base current is formed by N-OFF. (Immediately after the switching circuit ne is turned off, the flywheel diode (202), DC reactor (705)
) the base current flows through. ) At the same time, the detector (2
11) detects the welding current moment by moment, and its output is input to the control circuit α3 so that the peak current chain part falls within a predetermined range determined by the combination of wire material, diameter, and type of shielding gas. , the switching circuit is 0N-O
FF. In addition, the base current is detected moment by moment by the detector (212), and the switching circuit +
IG is turned on and off. In addition, the control circuit α3Fi
, Correspondence between pulse frequency and wire feeding speed, ′! !
? It also serves to reject the correspondence between the average value of the arc voltage detected by the detector (g) and the pulse width. Now, the welding current waveform will be as shown in Figure 5. Pulse frequency, pulse width τ, peak current value Ip. The method for setting the base current value IB will be specifically described. In the figure, T is the pulse period, and IB is the average value of the pulses. First, the peak current value Ip is set to at least the so-called critical rLfM value (this is determined by the wire material, diameter, and type of shielding gas used) necessary to make the wire fine and transfer it to the base metal. Must. However, if it is made too large, the arc force toward the base metal side will become large, and the weld bead will be disturbed, which is not good. Therefore, the set value of Ip (assuming that it is kept constant regardless of the average electric lacquer value) is equal to or higher than the critical current value, and if the pulse period T is increased while keeping the process p constant, the average welding The current value is selected so that it can reach a predetermined maximum value. Attached Table 1 shows examples of rp setting value ranges for nine different combinations of wire materials, diameters, and shielding gases. Next, the correspondence between wire feeding speed and pulse frequency (or pulse period) will be described. What is the size of the droplet 041 when the wire is melted by arc heat and Joule heat caused by the current flowing through the wire, and further reduced to fine particles by the electric contraction force? (a) Electropolishing force acting on the droplet in the direction of the base material (b) Surface tension in the direction of the wire (c) Determined when gravity is balanced. The actual measurement results of the droplet size (droplet diameter a) when proper droplet transfer occurs as shown in Fig. 3 (bl) are added to Table 1. In order to prevent this from occurring, the droplet diameter a should be made as small as possible.In other words, one transfer should be performed with the droplet diameter shown in Table 1 per pulse. The correspondence between the feeding rate υcm/s and the pulse frequency efHz is generally determined by increasing the droplet diameter by 3
If the wire diameter is flφ, and the wire diameter is dmφ, the amount of wire fed per second is equal to the amount of transferred droplets, so it can be expressed as a zero-order equation. d 1 4a π(-)2Xυx-=-π(-)3xfx-L Table 1 also includes the setting range of υ/f according to each wire diameter and droplet diameter. Now, the amount of heat W to be injected into the wire per pulse is considered to be sufficient to melt the wire with the amount of droplets shown in Table 1. For example, if the wire is made of mild steel and the droplet diameter is 1.2 flφ, the amount of heat is: Room temperature is 0"C0 droplet temperature is 1535℃ (melting point of iron). Specificity is 0.15 cat/11"c, latent heat is 65ca.
z/g, calculated assuming density as 7.897d: 2.
08 ca/ (8,74 Joule). Table 1 also includes the optimum range of heat to be injected into the wire per pulse for various combinations of wire material diameters and shielding gas types. The physical constants used are as shown in Table 2 below. Table 2 As shown above, if the correspondence between the peak current value, wire feeding speed, and pulse frequency (or the amount of heat injected into the wire per pulse) is set, the droplet transfer will be performed at the appropriate droplet diameter. It will be held at When actually welding, it is also necessary to maintain the arc length at an appropriate value. This is because if the arc length is too long, the range in which the base material is heated increases, which may be undesirable, and if the arc length is too short, the droplets may short-circuit with the base material, causing spatter. Usually used 0, 9~
When using a 1.60φ wire, it is appropriate for the arc length to be about 2 to 3 U, and the arc voltage at this time to be 20 to 40 V.
becomes. This arc length control detects the arc voltage and
This is done by controlling the average welding current value, that is, the amount of heat input per pulse, and the pulse frequency so that this value becomes a preset value. This adjustment of the heat input is performed using the pulse width τ
or pulse peak value, or base current value 113
This is done by changing the . When the detected arc discharge voltage is higher than the set reference value, the amount of heat input is decreased, the transfer of the droplets to the base material is delayed, the arc length is shortened, and conversely, the arc discharge is 1! When the voltage is lower than the reference value, the arc length is lengthened by increasing the amount of heat input and accelerating the transfer of droplets to the base metal. Note that instead of adjusting the amount of heat and the pulse frequency, a configuration may be considered in which the arc length is adjusted by controlling the wire feeding speed. The NR value IB is given as the current value necessary to prevent arc breakage between pulses. Specifically, if the wire diameter is 0.91EIlφ, it is approximately 1OA.
, in the case of 1.2ml1lφ, 1.6 codφ, about 20~3
The reason why the base current is set low for a small diameter wire, for which 0A is appropriate, is to expand the application to sloped castles where the average welding current is small. In the above explanation, an example is shown in which a transistor is used as a switching circuit element, but the same effect can be obtained with other devices such as a gate turn-off thyristor. This invention supplies a base current that maintains an arc between a base metal and a welding wire, and a pulsed current superimposed on the base current to cause an electric discharge, and causes droplets of the wire to be electrolytically polished by the upper WE' pulsed current. In a device in which welding is performed by transferring the material to the base metal by force. Mild steel with a wire diameter of 0.9U was used as the above wire, and 80% argon and 22% carbon dioxide gas were used as the shielding gas.
0%, the pulse peak value of the pulse current should be 250 to 300 amperes, and the feeding speed/pulse frequency of the wire should be in the range of 0.08 to 0.241. Or, when using mild steel with a wire diameter of 1.6 fin as the upper 2 wires, and using 80 inches of argon and 20 inches of carbon dioxide as the shielding gas, the pulse peak value of the upper 2 pulse currents should be 550 ~ 600 amperes, and the wire feed rate/pulse frequency ranges from 0.05 to 0.081. The arc discharge voltage is detected by an arc voltage detector connected between the wire and the base metal. The detected arc discharge voltage value is compared with a preset reference value, and the amount of heat input to the wire is controlled so that the arc discharge voltage value becomes the reference value, so the droplet diameter can be reduced as much as possible. Can be made small. An appropriate short arc length can be obtained, which has the effect of reducing the occurrence of spatter.
第１図は従来のパルスアーク溶接方法を実施する装置の
電源回路構成を示す図、第２図は従来のパルスアーク溶
接の溶接電流波形を示す図、第３図は溶滴の移行形態を
示す図、第４図はこの発明方法を実施する一実施例の電
源回路構成を示す図。
第５図はこの発明のパルスアーク溶接の溶接電流波形を
示す図である。
図において、（１）はトランス、（４）はベース電流を
供給する電糎、（５）はパルス電流を供給する電源。
（８１はワイヤ、（９）はワイヤ送給装置、 ＱｌｌＩ
けアーク。
α１１は母材、α２．α３は制御回路、 ａ４は溶滴、
的Ｕ直流型Ｌ ｕｓ、α７１はスイッチング回路、２９
はアーク電圧検出器、（２１１）は溶接電流検出器、
（２１２）はベース電流検出器、のけ高周波１酌、い
はフェライト等の缶性体である、
なお９図中、同一符号はそれぞれ同一または相当部分を
示す。
代理人 大 岩 増 雄（ほか２名）
第２図
第５図Figure 1 shows the power supply circuit configuration of a device that performs the conventional pulsed arc welding method, Figure 2 shows the welding current waveform of conventional pulsed arc welding, and Figure 3 shows the form of droplet transfer. FIG. 4 is a diagram showing a power supply circuit configuration of an embodiment for carrying out the method of the present invention. FIG. 5 is a diagram showing a welding current waveform in pulsed arc welding of the present invention. In the figure, (1) is a transformer, (4) is a wire that supplies base current, and (5) is a power supply that supplies pulsed current. (81 is a wire, (9) is a wire feeding device, QllI
Ke arc. α11 is the base material, α2. α3 is the control circuit, a4 is the droplet,
Target U DC type L us, α71 is a switching circuit, 29
is an arc voltage detector, (211) is a welding current detector,
(212) is a base current detector, a high-frequency wave detector, or a metal body such as ferrite. In Figure 9, the same reference numerals indicate the same or equivalent parts. Agent Masuo Oiwa (and 2 others) Figure 2 Figure 5
Claims (1)
ス電流とこれに重畳したパルス電流とを供給し、当該ワ
イヤの溶滴を上記パルス電流の電磁収縮力により上記母
材に移行させて溶接を行うように構成したパルスアーク
溶接方法において、上記ワイヤとしてワイヤ径が０．９
ｍｍの軟鋼を用い、かつシールドガスとしてアルゴンを
８０％で炭酸ガスを２０％のものを用いたときに、上記
パルス電流のパルスピーク値を２５０〜３００アンペア
でかつ上記ワイヤの送給速度／パルス周波数を０．０８
〜０．２４１の値の範囲とするか、又は上記ワイヤとし
てワイヤ径が１．６ｍｍの軟鋼を用い、かつシールドガ
スとしてアルゴンを８０％で炭酸ガスを２０％のものを
用いたときに、上記パルス電流のパルスピーク値を５５
０〜６００アンペアで、かつ上記ワイヤの送給速度／パ
ルス周波数を０．０５〜０．０８１の値の範囲とし、上
記ワイヤと母材間に接続されたアーク電圧検出器により
アーク放電電圧を検出し、 この検出されたアーク放電電圧値と予め設定した基準値
とを比較し上記アーク放電電圧値が基準値となるように
上記ワイヤへの入熱量を制御することを特徴とするパル
スアーク溶接方法。(1) A base current that maintains an arc between the base metal and the welding wire and a pulse current superimposed on this are supplied, and the droplets of the wire are transferred to the base metal by the electromagnetic contraction force of the pulse current. In the pulsed arc welding method configured to perform welding using a wire having a wire diameter of 0.9
mm mild steel, and when shielding gas is 80% argon and 20% carbon dioxide, the pulse peak value of the pulse current is 250 to 300 amperes, and the wire feeding speed/pulse frequency to 0.08
-0.241, or when using mild steel with a wire diameter of 1.6 mm as the wire and using 80% argon and 20% carbon dioxide as the shielding gas, the above The pulse peak value of the pulse current is 55
0 to 600 amperes, and the feeding speed/pulse frequency of the wire is in the range of 0.05 to 0.081, and the arc discharge voltage is detected by an arc voltage detector connected between the wire and the base metal. A pulse arc welding method characterized in that the detected arc discharge voltage value is compared with a preset reference value and the amount of heat input to the wire is controlled so that the arc discharge voltage value becomes the reference value. .
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23168988A JPH01118372A (en) | 1988-09-16 | 1988-09-16 | Pulse arc welding method |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23168988A JPH01118372A (en) | 1988-09-16 | 1988-09-16 | Pulse arc welding method |
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9308680A Division JPS5719184A (en) | 1980-07-08 | 1980-07-08 | Pulse arc welding device |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01118372A true JPH01118372A (en) | 1989-05-10 |
| JPH0356146B2 JPH0356146B2 (en) | 1991-08-27 |
Family
ID=16927454
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP23168988A Granted JPH01118372A (en) | 1988-09-16 | 1988-09-16 | Pulse arc welding method |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH01118372A (en) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2003094167A (en) * | 2001-09-20 | 2003-04-02 | Chuo Motor Wheel Co Ltd | Arc welding quality evaluation device |
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-
1988
- 1988-09-16 JP JP23168988A patent/JPH01118372A/en active Granted
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Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0356146B2 (en) | 1991-08-27 |
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