基于電極位移的點焊飛濺量化評價與自適應(yīng)控制研究

李 歡 呂天樂 夏?？?李永兵

上海交通大學(xué)上海市復(fù)雜薄板結(jié)構(gòu)數(shù)字化制造重點實驗室，上海，200240

0 引言

電阻點焊技術(shù)因其生產(chǎn)效率高、成本低等優(yōu)勢，一直以來都是薄板結(jié)構(gòu)尤其是汽車車身的主要連接工藝[1]。據(jù)統(tǒng)計，通常一臺轎車車身上有4000～6000個焊點，占到整車焊裝總量的90%，焊點質(zhì)量非常影響車身結(jié)構(gòu)的安全性和可靠性[2]。然而，大規(guī)模生產(chǎn)中工況的波動會降低焊接工藝的有效性，造成許多焊接缺陷，飛濺就是較為常見且嚴(yán)重的一種。飛濺會導(dǎo)致熔核尺寸減小，焊點質(zhì)量不合格[3]，因此，對飛濺進行管控十分必要。在實際生產(chǎn)過程中，存在各種異常情況，其中邊距工況是最常見的異常情況，它的存在嚴(yán)重影響焊接質(zhì)量[4]。

研究人員發(fā)現(xiàn)，飛濺現(xiàn)象的發(fā)生總是伴隨著過程信號的突變。WEN等[5]對不銹鋼點焊過程中的動態(tài)電阻信號進行了研究，測試了不同焊接工藝條件(邊距工況、裝配不良、軸向偏差等)的影響，結(jié)果表明動態(tài)電阻信號在飛濺發(fā)生時存在瞬時陡降，可以用來判斷飛濺是否發(fā)生。FARSON等[6]通過監(jiān)測電極位移信號，發(fā)現(xiàn)其突變量與壓痕深度顯著相關(guān)。JI等[7]對鋁合金點焊的電極力和電極位移信號進行了研究，指出在發(fā)生飛濺時，電極力和電極位移信號均會發(fā)生明顯的下降，此現(xiàn)象反映了熔融液態(tài)金屬的飛濺。ZHANG等[8]將電極位移曲線轉(zhuǎn)化為二值矩陣，通過與概率神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)相結(jié)合，對焊點質(zhì)量進行檢測，在小樣本中可快速準(zhǔn)確地識別飛濺焊點。LUO等[9]對聲信號進行了研究，提出聲發(fā)射信號的振幅可以反映飛濺程度?？梢钥闯?，通過過程信號識別飛濺的研究已經(jīng)比較成熟了。

在飛濺管控方面，傳統(tǒng)方法主要采用人工離線調(diào)整焊接參數(shù)。較先進的控制方法是采集實時信號并進行反饋控制[10]。HWANG等[11]對比了恒流焊接工藝和多脈沖焊接工藝對 Al-Si 鍍層熱成形鋼點焊的影響，發(fā)現(xiàn)多脈沖焊接工藝可以有效抑制飛濺，獲得高質(zhì)量焊點，但是多脈沖焊接工藝會顯著增加焊接時間。SHIM等[12]對比了恒功率焊接和恒流焊接對飛濺的影響，發(fā)現(xiàn)在相同的工況下，恒功率焊接有助于獲得更高的熱輸入，減少由于熱輸入過大導(dǎo)致的前期飛濺，但恒功率焊接缺乏參數(shù)設(shè)置標(biāo)準(zhǔn)，需要根據(jù)不同工況手動調(diào)整焊接功率。此外，MIKNO等[13]對比了飛濺時電極力和電極位移的變化，發(fā)現(xiàn)由于電極力信號的高動態(tài)性，跟蹤電極力信號能更有效地控制焊接過程。然而，ZHOU等[14]指出，跟蹤過程信號是通過增大焊接電流來減弱異常工況影響的，在某些異常工況下，此方法會增加飛濺的可能，并不能保證焊接質(zhì)量?？梢钥闯觯陨巷w濺管控策略在特定工況下效果良好，但當(dāng)工況變化時，有可能失效。SHEN等[15]提出了一種電流短時調(diào)幅策略，以應(yīng)對復(fù)雜的焊接工況，實驗結(jié)果表明該策略具有較強的魯棒性，但是，在初始電流較大的情況下，該策略會導(dǎo)致調(diào)幅次數(shù)增多、補時時間變長，顯著增加焊接時間。

本文提出了一種基于量化統(tǒng)計的電流調(diào)幅自適應(yīng)控制策略，以解決電流短時調(diào)幅策略中調(diào)幅次數(shù)多、補時時間長的問題。文章介紹了實驗裝置、焊接工況和測量方法，進行了飛濺特征量的選擇，提出了一種基于量化統(tǒng)計的電流調(diào)幅自適應(yīng)控制策略，具體分析了量化統(tǒng)計調(diào)幅策略的各個參數(shù)，并通過實驗對新方法與原方法進行了對比和驗證。

1 實驗設(shè)備與方案

1.1 設(shè)備

本文使用的電阻點焊實驗平臺包括FANUC R2000iB型六軸電阻點焊機器人、CENTERLINE C型伺服焊槍、MEDAR 6000s 型中頻直流(MFDC)焊接控制器(逆變頻率1 kHz)以及電流、電壓、電極力和位移等過程信號的測量傳感器，如圖1所示。傳感器的所有輸出信號由數(shù)據(jù)采集設(shè)備以500 kSPS的采樣頻率進行采集，然后顯示在計算機上。由于傳感器安裝位置遠(yuǎn)離電極，故信號采集不會干擾焊接過程。焊接過程使用端面直徑6 mm的電極帽，冷卻水流量為11.3 L/min。

圖1 C型伺服焊槍及傳感器示意圖Fig.1 Schematic diagram of the C-type servo gunequipped with multiple sensors

在電阻點焊工藝中，兩個或兩個以上的板材被一對電極以電極力F(由安裝在下電極臂上的KISTLER表面應(yīng)變傳感器測量，精度為2%)壓住，在電壓U(由接在上下電極上的屏蔽雙絞線測得)的作用下，焊接電流I(由掛在下電極臂上的一個 MEATROL Rogowski 線圈測量，精度為0.5%)通過板材產(chǎn)生焦耳熱，在板間形成熔核。根據(jù)歐姆定律，動態(tài)電阻R計算如下：

(1)

其中，Rg為伺服焊槍的基值電阻，即兩電極之間不放置板材時的電阻。此外，由安裝在線性導(dǎo)軌上的伺服編碼器HEIDENHAIN(標(biāo)稱分辨率0.5 μm)測量移動電極位移Sm。

根據(jù)文獻(xiàn)[16]，固定電極(上電極)位移Sf與F成正比，則兩電極之間的相對位移S計算如下：

(2)

其中，Kg為伺服焊槍固定電極臂的等效剛度系數(shù)。根據(jù)文獻(xiàn)[16]，為了獲得Kg，需要將焊槍閉合、兩電極在不同電極力下接觸，此時移動電極位移Sm可以近似替代固定電極位移Sf，從而獲得固定電極位移Sf和電極力F關(guān)系，通過曲線擬合即可測定等效剛度系數(shù)Kg，本實驗中測定Kg為 4.54 kN/mm。

1.2 焊接工況及材料

圖2為實驗所用試樣尺寸及邊距工況示意圖。試樣尺寸均為138 mm×38 mm。邊距工況表示焊點靠近較長側(cè)的邊緣，本研究中設(shè)置邊緣距離為3 mm。

圖2 試樣尺寸及邊距工況示意圖Fig.2 Specimen dimensions and Edge proximitycondition diagram

由于車身連接中存在不同的板材組合，為了提高管控策略的實用性，實驗選取了兩種不同厚度、不同強度的板材：BUSD和DP590，它們的化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1、表2所示。

表1 BUSD和DP590的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

表2 BUSD和DP590的力學(xué)性能

實驗設(shè)計了2種方案，表3給出了邊距工況下這2種方案的焊接參數(shù)。

1.3 飛濺金屬質(zhì)量的測量

飛濺金屬質(zhì)量是衡量飛濺程度最直接、最有效的特征量，實驗中通過離線剝離的方式來確定各個焊點的飛濺程度。根據(jù)之前的研究[17]，飛濺金屬量測量過程如下：

表3 由兩種板材組成的焊接方案

(1)使用精度為 1 mg的數(shù)字天平稱量焊接前的板材質(zhì)量m0；

(2)使用數(shù)字天平稱量焊后工件質(zhì)量，記為m1。因此發(fā)生飛濺時飛出液態(tài)金屬的質(zhì)量Δme可計算如下：

Δme=m0-m1

(3)

(3)剝離工件，剔除殘留的飛濺金屬，再次使用數(shù)字天平稱量板材質(zhì)量m2。因此飛濺金屬總質(zhì)量Δm可計算如下：

Δm=m0-m2

(4)

1.4 熔核尺寸的測量

異常焊接條件會引起熔核不對稱生長，因此，如圖2所示，需要測量兩個正交平面上的熔核直徑和熔核厚度，并采用平均熔核直徑Dn表征熔核尺寸：

(5)

其中，DL和DW分別代表長度和寬度方向的熔核直徑，平均熔核厚度Hn計算方法同理。為保證測量精度，都進行了5次重復(fù)實驗。壓痕深度HI的計算公式如下：

HI=2h-Hn

(6)

其中，h為板材厚度。

2 飛濺量化評價

圖3所示為邊距工況下以7kA電流焊接DP590板材時的過程信號，可以看出，飛濺時刻texp在145 ms左右，此時電阻信號突變量為ΔR，位移信號突變量為ΔS，與文獻(xiàn)[5-6]的研究結(jié)果一致，說明電阻信號和電極位移信號均適用于識別飛濺。

圖4a、圖4b為邊距工況下以8kA電流焊接DP590板材發(fā)生飛濺時電阻信號突變量ΔR與飛出金屬的質(zhì)量Δme和飛濺金屬的總質(zhì)量Δm的關(guān)系圖。圖4c、圖4d為同種工況下發(fā)生飛濺時位移信號突變量ΔS與飛出金屬的質(zhì)量Δme和飛濺金屬的總質(zhì)量Δm的關(guān)系圖。由圖4a、圖4b可以看出，ΔR與Δme、ΔR與Δm之間均沒有明確的相關(guān)性，即不能通過電阻信號突變量ΔR評估飛濺程度。從圖4c、圖4d可以看出，ΔS與Δme之間也沒有明確的相關(guān)性，而ΔS與Δm之間存在線性關(guān)系，擬合的斜率為0.207，線性相關(guān)系數(shù)R2為0.955，均方根誤差(RMSE)為5.69，線性度較好，這一結(jié)果與XIA等[17]的研究結(jié)果一致，說明位移信號突變量ΔS可作為飛濺量化評價的重要指標(biāo)。

圖3 恒流模式下的電阻和位移信號 Fig.3 Resistance and displacement signals ofconstant current

(a)ΔR與Δme的散點圖 (b)ΔR與Δm的散點圖

(c)ΔS與Δme的散點圖 (d)ΔS與Δm的散點圖圖4 過程信號突變量與飛濺金屬質(zhì)量的散點圖Fig.4 Scatter diagram of process signal suddenchange and expulsion metal quality

另外，通過金相觀察實驗，分析了飛濺發(fā)生前后的熔核尺寸，結(jié)果如圖5所示。由圖5a可以看出，飛濺發(fā)生在78 ms，對應(yīng)的位移信號突變量ΔS為306 μm。圖5b為飛濺前1 ms(77 ms時)和飛濺后1 ms(79 ms時)的熔核形貌，可以看出，在電極力的作用下發(fā)生了飛濺，熔核內(nèi)部出現(xiàn)空腔，飛濺發(fā)生前后熔核直徑基本不變，熔核厚度從2.6 mm減小到2.28 mm，減小了320 μm，與位移信號突變量ΔS近似相等，再次驗證了位移信號突變量ΔS可作為飛濺特征量。

(a)飛濺前后位移曲線對比

(b)熔核形貌(mm)圖5 飛濺發(fā)生前后的位移信號及熔核形貌Fig.5 Displacement signal and metallographic diagrambefore and after expulsion

3 飛濺在線管控策略

因為通過電極位移信號可以有效地在線識別飛濺和量化飛濺程度，故本文采用位移信號突變量作為飛濺特征量進行統(tǒng)計分析，進而開展基于量化評價的電流調(diào)幅，實現(xiàn)飛濺的自適應(yīng)控制，以適應(yīng)快節(jié)拍復(fù)雜多變的焊接工況。

基于量化評價的調(diào)幅策略包含飛濺程度評估、自適應(yīng)電流調(diào)幅、恒功率能量補充三個部分。飛濺程度評估通過電極位移信號識別飛濺，計算飛濺特征量ΔS，統(tǒng)計出一定周期內(nèi)的平均飛濺時刻tavg和平均飛濺特征量ΔSavg。自適應(yīng)電流調(diào)幅即根據(jù)統(tǒng)計結(jié)果對參數(shù)進行自適應(yīng)選擇，進而實現(xiàn)不同工況下的適應(yīng)性。恒功率能量補充即在電流調(diào)幅后，通過補充一定的焊接時長來彌補由于電流調(diào)幅導(dǎo)致的熱輸入下降，從而保證熔核質(zhì)量。

3.1 飛濺程度評估

圖6所示為邊距工況下以7kA電流焊接DP590時的飛濺程度評估情況。由圖6b可以看出，飛濺特征量ΔS在均值ΔSavg附近波動，分布比較集中，故可認(rèn)為同一工況下，飛濺特征量ΔS基本一致。圖6c所示為飛濺時刻texp的統(tǒng)計圖，計算分析texp的分布可得，均值tavg為91.7，方差σ2為7.01，峰度系數(shù)為-0.59，偏度系數(shù)為0.0023。由于峰度系數(shù)與偏度系數(shù)的絕對值均小于1，故可認(rèn)為飛濺時刻texp呈正態(tài)分布，即texp～N(91.7, 7.01)。最終將統(tǒng)計得到的正態(tài)分布參數(shù)及平均飛濺特征量ΔSavg記錄下來。

(a)位移信號曲線

(b)ΔS統(tǒng)計圖 (c)texp統(tǒng)計圖圖6 邊距工況下DP590板材的飛濺統(tǒng)計示意圖Fig.6 Expulsion statistics diagram of DP590 sheetunder edge proximity condition

3.2 自適應(yīng)電流調(diào)幅

異常工況下焊接時，短時間內(nèi)熱輸入過大導(dǎo)致熔核增長過快，當(dāng)熔核突破塑性環(huán)時就會發(fā)生飛濺。其中，短時間內(nèi)熱輸入越大，飛濺程度越嚴(yán)重，位移信號突變量越大。電流調(diào)幅的思想是在飛濺前降低電流以減少熱輸入，從而抑制飛濺，減小位移信號突變量。在調(diào)幅過程中，存在3個參數(shù)，即調(diào)幅時刻t0，調(diào)幅時長td，調(diào)幅系數(shù)α，其中t0確定調(diào)幅的時刻，td與α確定調(diào)幅的力度。如圖7所示，調(diào)幅時刻t0為0，根據(jù)電流調(diào)幅的思想，下次焊接時，區(qū)間[tavg-td-t0,tavg-t0]內(nèi)的電流為初始電流的α倍。

圖7 電流調(diào)幅示意圖Fig.7 Schematic diagram of current amplitude modulation

自適應(yīng)電流調(diào)幅即根據(jù)飛濺程度和飛濺概率，采用模糊控制算法確定調(diào)幅參數(shù)。

(1)調(diào)幅時刻t0。由圖6c統(tǒng)計結(jié)果可知，飛濺時刻texp均落在區(qū)間[tavg-3σ，tavg+3σ]內(nèi)，且根據(jù)正態(tài)分布的性質(zhì)可知，飛濺時刻texp落在區(qū)間[tavg-3σ，tavg+3σ]內(nèi)的概率為99.7%，所以若飛濺時刻落在區(qū)間[tavg-3σ，tavg+3σ]內(nèi)，則認(rèn)為texp～N(tavg,σ2)。如果飛濺時刻texp服從N(tavg,σ2)時texp不在區(qū)間[tavg-td-t0,tavg-t0]內(nèi)，可能是由于隨機波動導(dǎo)致飛濺時刻提前，則飛濺時刻t0增加σ。t0初始值為0且最大不超過3σ。

(a)td與ΔS的關(guān)系圖

(b)α與ΔS的關(guān)系圖圖8 調(diào)幅時長與調(diào)幅系數(shù)對飛濺量的影響Fig.8 Effects of amplitude modulation duration andamplitude modulation coefficient on expulsion

(2)調(diào)幅系數(shù)α與調(diào)幅時長td。為了探究調(diào)幅系數(shù)α和調(diào)幅時長td對飛濺抑制的影響，以8kA電流對DP590板材進行了焊接，調(diào)幅時刻t0為0。如圖8a所示，調(diào)幅系數(shù)α為0.5，不斷增大調(diào)幅時長td時，飛濺特征量ΔS總體趨勢下降，但波動較大，下降不明顯。圖8b中，調(diào)幅時長td為20 ms，隨著調(diào)幅系數(shù)α的不斷減小，飛濺特征量ΔS不斷減少，且波動較小。實驗結(jié)果說明調(diào)幅系數(shù)α對ΔS的影響較大，調(diào)幅時長td對ΔS的影響較小。因此將調(diào)幅系數(shù)α作為主要研究對象。

根據(jù)SHEN等[15]的研究，飛濺的發(fā)生是由于熔核增長過快，熔核尺寸突破塑性環(huán)造成的。圖9a為邊距工況下以8kA初始電流對DP590板材進行焊接的電流示意圖，實驗采用0.35～0.95的調(diào)幅系數(shù)α，調(diào)幅時刻t0為0，調(diào)幅時長td為20 ms。對調(diào)幅后的焊點進行金相分析，測量其熔核直徑Dn與塑性環(huán)直徑DC，如圖9b所示。由圖9c可以看出，隨著調(diào)幅系數(shù)α的增大，塑性環(huán)與熔核直徑均不斷變大，其中塑性環(huán)尺寸增加比較均勻，而熔核在小電流下增長緩慢，電流變大時急劇增長，說明熔核對電流的敏感度比塑性環(huán)大。小電流時，熔核增長速度小于塑性環(huán)，電流增大時，由于熔核對電流的敏感度更高，導(dǎo)致熔核增長大于塑性環(huán)，因此，當(dāng)調(diào)幅系數(shù)α取0.65時，熔核與塑性環(huán)之間的尺寸差達(dá)到最大值，為0.24 mm。

(a)焊接電流示意圖

(b)熔核直徑Dn及塑性環(huán)直徑DC測量示意圖

(c)調(diào)幅系數(shù)與熔核、塑性環(huán)尺寸及尺寸差的關(guān)系圖9 調(diào)幅系數(shù)與塑性環(huán)及熔核尺寸的關(guān)系圖Fig.9 Relationship schematic diagram of amplitudemodulation coefficient and corona and nugget size

在實際調(diào)幅的過程中，為了最大程度地抑制飛濺，需要不斷調(diào)整調(diào)幅系數(shù)α，使得塑性環(huán)與熔核之間的尺寸差達(dá)到最大。為了減少調(diào)整次數(shù)，提高調(diào)幅效率，采用基于飛濺量化評價的控制策略——模糊控制算法——以實現(xiàn)自適應(yīng)調(diào)幅過程。算法輸入為飛濺特征量ΔS和飛濺概率p。根據(jù)圖6b統(tǒng)計結(jié)果，以7kA電流焊接(0.8+0.8)mm DP590板材時，平均飛濺特征量ΔSavg為193.5 mm，約為板材總厚度的12%。因此可將飛濺特征量ΔS分為三個等級，ΔS在板材厚度8%～12%范圍內(nèi)為M，大于12%為L，小于8%為S。飛濺概率p分為三個等級，p在0～0.3之間為S，在0.3～0.7之間為M，在0.7～1之間為L。表4所示為模糊控制規(guī)則表，其中不同程度的飛濺特征量ΔS和飛濺概率p對應(yīng)不同的初始調(diào)幅系數(shù)α。經(jīng)過電流調(diào)幅后，若仍發(fā)生飛濺，則α自減0.1，α不小于0.5。

由圖8a可以看出，隨著調(diào)幅時長td不斷增大，飛濺特征量ΔS雖波動較大，但總體趨勢仍在下降，即調(diào)幅時長td對飛濺的影響較小。在調(diào)幅的過程中，當(dāng)α為0.5時仍發(fā)生飛濺，可適當(dāng)增加調(diào)幅時長td，直到飛濺完全消除。td初始值為σ，每次增加σ。

3.3 恒功率能量補充

由于短時調(diào)幅是通過在飛濺前降低電流強度的方式來管控飛濺的，在相同焊接時長的情況下會導(dǎo)致熱輸入的下降，為了保證熔核質(zhì)量，需要增加能量補充機制。由焦耳定律可知：

E=I2Rt

(7)

將式(7)離散化：

(8)

其中，Ii和Ri分別為i時刻的電流和電阻值。

為了保證總體的熱輸入，需要針對調(diào)幅部分進行能量補充。通常，電阻點焊中受控參數(shù)為電流、功率等電學(xué)相關(guān)量。SHEN等[15]研究表明，采用原焊接電流進行能量補充會導(dǎo)致飛濺時刻后移，無法完全消除飛濺。另外，SHIM等[12]指出，恒功率焊接模式可有效抑制飛濺。因此，本文根據(jù)前期焊接能量計算平均功率Pavg作為后期補充能量的功率：

(9)

則補時時長ta的計算公式如下：

(10)

其中，ΔE為調(diào)幅前后的能量差。不同時刻焊接電流Ia的計算公式如下：

(11)

其中,Ri-1為前一毫秒的電阻值。

為了更直觀地解釋電流調(diào)幅和能量補充的過程，圖10展示了參數(shù)的具體選擇過程，圖10a為初始電流波形。首先根據(jù)電極位移信號識別飛濺時刻texp，計算飛濺特征量ΔS，對飛濺量進行統(tǒng)計，計算平均飛濺時刻所屬正態(tài)分布的參數(shù)tavg與σ2，平均飛濺特征量ΔSavg及飛濺概率p。圖10b為首次調(diào)幅電流示意圖，初始化調(diào)幅參數(shù)t0=0，td=σ，同時根據(jù)模糊控制規(guī)則確定參數(shù)α，以α取0.6為例，根據(jù)當(dāng)前參數(shù)再次進行焊接，若仍發(fā)生飛濺，則將α逐次遞減0.1。如果α為0.5時飛濺仍存在，則將調(diào)幅時長td增加σ，直至飛濺完全消除。在恒功率補時階段，根據(jù)前期焊接能量計算平均功率Pavg，并根據(jù)能量差計算補時時間ta、補時電流Ia，最終電流及功率示意圖見圖10c。

(a)初始電流波形(b)基于量化統(tǒng)計的首次調(diào)幅電流(c)最終電流和功率示意圖圖10 電流及功率調(diào)節(jié)示意圖Fig.10 Schematic diagram of current andpower regulation

圖11為基于量化統(tǒng)計的電流控制策略流程圖。該策略針對飛濺情況進行調(diào)節(jié)，且初始統(tǒng)計階段不進行調(diào)幅。在調(diào)幅的過程中，通過對位移信號突變量的統(tǒng)計，采用模糊控制算法確定調(diào)幅參數(shù)，進行前期焊接，以實現(xiàn)自適應(yīng)電流調(diào)幅。同時統(tǒng)計前期焊接的總能量，計算平均功率和補時時間，對后期補時階段進行恒功率模式焊接，實現(xiàn)自適應(yīng)能量補充。

注：初次焊接時不進行調(diào)幅和補時(a)基于量化統(tǒng)計的控制方案

(b)基于量化統(tǒng)計的控制流程圖圖11 基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅控制圖Fig.11 Control diagram of amplitude modulationstrategy based on quantitative statistics

3.4 策略的可行性驗證

圖12為邊距工況下以8kA初始電流對DP590板材進行焊接的過程信號示意圖，可以看出，通過采用基于量化統(tǒng)計的自適應(yīng)電流調(diào)幅策略，最終調(diào)幅系數(shù)α為0.5，調(diào)幅電流4kA。由圖12a可以看出，與SHEN等[15]短時電流調(diào)幅策略相比，采用量化調(diào)幅的恒功率能量補時策略后，補時時長由40 ms減至24 ms，減少了40%。由圖12b可以看出，采用恒功率模式的補時能量比短時調(diào)幅的補時能量少20 J。

(a)短時調(diào)幅與量化調(diào)幅的電流對比圖

(b)短時調(diào)幅與量化調(diào)幅的能量對比圖圖12 短時調(diào)幅和量化調(diào)幅的電流與能量對比圖Fig.12 Current and energy comparison diagram of shorttime amplitude modulation and quantitativeamplitude modulation

為了保證量化統(tǒng)計策略下的焊接質(zhì)量，對比了邊距工況下恒流模式與基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略在兩種板材下的結(jié)果。

表5所示為2種方案下飛濺特征量ΔS、平均熔核直徑Dn、平均壓痕深度HI的統(tǒng)計結(jié)果，表中“量化”表示基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略，“恒流”表示邊距工況下恒流模式?？梢钥闯觯啾扔诤懔骱附?，基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略均有效抑制了飛濺，同時平均熔核直徑增加0.67 mm，平均壓痕深度減少0.24 mm。量化調(diào)幅通過在飛濺前降低電流，使得熔核與塑性環(huán)的尺寸差達(dá)到最大，從而消除飛濺，同時根據(jù)焊接功率進行補時，保證焊接質(zhì)量。實驗結(jié)果表明，采用量化調(diào)幅恒功率策略的補時能量雖然比短時調(diào)幅恒流策略的補時能量少20 J，但仍能有效保證焊接質(zhì)量。

表5 邊距工況下2種方案的控制結(jié)果

另外通過實驗對比了邊距工況下短時電流調(diào)幅策略與基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略在不同板材下的調(diào)整情況，結(jié)果如表6所示，表中“量化”表示基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略，“短時”表示邊距工況下短時電流調(diào)幅策略?？梢钥闯?，基于量化統(tǒng)計的調(diào)幅策略由于采用模糊控制的自適應(yīng)方法，相比于短時電流調(diào)幅可以更快速地確定調(diào)幅系數(shù)，從而有效縮短調(diào)幅時間，減小調(diào)幅次數(shù)。同時由于能量補充時采用恒功率策略，在抑制飛濺的同時將補時時長減少了75%，有效提高了焊接效率。

表6 邊距工況下2種方案的最終調(diào)整時間

4 結(jié)論

本文提出一種基于電極位移信號的飛濺量化自適應(yīng)控制策略來抑制異常工況下不同板材的飛濺情況。通過對BUSD和DP590兩種板材進行實驗和數(shù)據(jù)分析可以得出以下結(jié)論：

(1)相比于動態(tài)電阻信號，電極位移信號更適用于識別及量化飛濺。飛濺金屬總質(zhì)量與動態(tài)電阻信號的突變量無關(guān)，僅與電極位移信號的突變量線性相關(guān)。飛濺發(fā)生前后熔核直徑基本不變，熔核厚度的減少量與電極位移信號的突變量基本一致，即電極位移信號突變量可作為飛濺特征量來量化飛濺程度。

(2)提出基于量化統(tǒng)計的電流調(diào)幅控制策略，制定了以飛濺特征量和飛濺概率為輸入，調(diào)幅系數(shù)、調(diào)幅時長和調(diào)幅時刻為輸出的模糊控制策略。該方法根據(jù)飛濺程度確定調(diào)幅參數(shù)，提高調(diào)幅效率。實驗表明，與傳統(tǒng)短時電流調(diào)幅策略相比，該方法可將調(diào)幅次數(shù)減少50%。

(3)提出基于恒能量與恒功率補時策略，以調(diào)幅前后的能量差為補時總能量，以前期功率為補時功率，實現(xiàn)對焊點能量的補充。補時階段動態(tài)電阻減小，恒功率模式下補時焊接電流增大，從而減少補時時間。實驗表明，與傳統(tǒng)短時電流調(diào)幅策略相比，該方法可將補時時長減少75%左右，有效提高生產(chǎn)效率。