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largepa

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largepa

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largepa

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angela193

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J9KM

高频感应加热电源的锁相控制
摘要：提出了一种超音频感应加热电源的锁相控制技术，利用锁相环的锁相滤波功能，使逆变器具有平稳他激与自激的转换过程；在锁相环中引入延迟环节，不但补偿了控制电路的固有延迟，而且使逆变器具有精确的超前触发时间。
# W; o- c0 ?9 K3 G) Q" V/ J    关键词：电流型逆变器；感应加热；锁相控制
; D& _# ?+ N; o, s+ z2 K$ H1 k1 概述
* g# E  }: e( v& z    由于感应加热电源是热处理的重要设备，其控制方案历来备受关注。由于热处理现场作业条件复杂，干扰因素较多，在设计时要尽量减少干扰源和减弱或消除外界干扰对系统的影响，因此，根据实际情况控制方案不停地在改进中。
3 Z0 k+ V. k8 X, l8 S. |$ E    感应加热电源逆变器按其负载补偿电容所处的位置不同，可分为电流型逆变器和电压型逆变器。电流型逆变器具有电路结构简单，电源运行可靠，对负载适应能力强及过流保护容易等优点，图1即是电流型逆变电路的拓扑。对于电流型电路而言，首先要防止逆变器的瞬间开路；其次是选取适当定时或定角的超前触发方式；最后，要求逆变器具有较宽的启动频率范围。
2 控制方案的原理和改进
, |! U# W! U7 F) C: Y. i$ J    逆变器的控制框图如图2所示。其中Vo为逆变器的输出电压信号，经过峰值检测，与控制给定值比较产生切换装置的切换信号X1，当X1为高电平时，切换装置输出信号X2与它激信号接通，逆变器工作在它激状态，控制信号从它激信号发生器发出，电路工作频率固定，且由它激信号发生器控制；当X1为低电平时，X2与自激信号接通，逆变器工作在自激状态，电路工作频率由负载本身的固有频率决定。根据锁相环的闭环滤波功能，在锁相环反馈电路中进行延时，用来补偿系统的固有延迟，调节延迟时间td，逆变器既可以工作于感性状态，也可以工作于容性状态。
3 逆变器瞬间开路的防止与转换的平滑过渡
1 s9 h, h4 R9 k$ g1 d: r) p    以全控型器件作为开关的逆变器的控制通常采用他激转自激的控制策略，即在开机或是负载电压低于阈值Vco时采用开环的定频控制，工作于他激状态；而当输出负载电压大于阀值Vco时进行自动切换，使逆变器工作于频率闭环,跟踪负载频率的变化。
    但是这种控制方案存在这样的问题：由于它激信号和自激信号不可能总是同步的，因此，在切换过程中多数情况下会产生窄脉冲（低电平），这个窄脉冲不可避免地造成逆变器的瞬间开路；另外，现场的实际运行环境较差，通常都是在恶劣的电磁环境中工作，这种控制方案对于外界的抗干扰性能很差，不能满足系统的抗干扰的要求。
& v8 S0 t! o, B4 P8 {$ d    针对这种情况,在切换电路后级插入一个锁相滤波电路，用以滤除在转换时产生的窄脉冲，同样，这种电路对外界干扰产生的尖峰也有很强的抑制能力。图3给出了关键点X1及X3在切换前后的波形。从图3中可以看出，由于锁相特性，切换过程中的窄脉冲被锁相环滤掉了。图3中1路为X1的波形，2路为X2的波形，3路为X3的波形。
2 Z5 y0 H! C1 n! n3 e" k    图4给出了逆变器的输出端电压在由它激切换到自激时的波形。图5给出了逆变器从自激转到它激时的波形图。由这两个波形可以看出，切换过程是一个平滑过渡过程，和图3对比可知，系统的稳定性大大提高，前级窄脉冲被锁相电路滤除了。
4 ^+ V  w' ]- l4 精确定时的实现
    由于逆变器输出引线电感的存在，为减小逆变管的电流电压应力，一般要求逆变器工作于容性换流状态。这就要求在槽路电压过零之前的某个时刻（某个角度）换流。这就把控制电路分为定时和定角两种触发方式。本控制电路中采用定时触发方式。
    在传统的中频感应加热电源中，定时触发方式一般是由槽路的电压和电流合成信号来实现的。这种电路的定时是近似的。而在超音频感应加热中，由于控制电路的固有延迟的存在，使这种近似不再成立。所以，采用电压和电流合成的定时触发方式，超前时间会随着槽路谐振频率，输出电压幅值的变化而变化。
0 Y0 m. @8 u8 I7 N7 W    利用在锁相环的反馈电路中插入延迟环节，一方面补偿了控制系统的固有延迟，另一方面可以获得精确的超前触发时间。显然，控制电路中的这个延迟环节的时间常数与槽路谐振频率和电压幅值是相对独立的。
6 f7 l( I, Q6 o0 M! \: V/ W) M5 结语
    通过实验验证和后来的现场超音频感应加热电源的实际运行效果来看，这种控制电路具有较强的抗干扰能力和平稳的转换能力，恒定的超前触发时间，和较大的启动范围。

J9KM

为获得合格的高中频热处理产品，除必须的设备条件和合理的工艺方法外，选好用好淬火冷却介质也是必不可少的。

一 高中频热处理用淬火冷却介质的过去和现状
8 x5 F$ P6 E; U7 v) n9 ^3 u& [9 Z+ N
% B5 {8 m; T2 e高中频加热后的淬火冷却，通常采用三种方式。一是喷淋淬火，二是加热后的同时浸液淬火，三是埋油加热淬火。喷淋淬火用得最多，既适用于表面连续加热淬火，也适用于同时淬火。埋油加热淬火多用于淬透性好的合金结构钢件的连续淬火。不管采用何种淬火冷却方式，所用淬火介质都应满足以下三方面的要求：

- e# ?. z* d! f' R1、能使工件获得要求的淬火态硬度和淬硬层深度、不淬裂和无超差的淬火变形；
3 |$ L% D2 j2 r3 c2、安全、清洁；
' J5 k: U, ^( E' a) L, I3、介质的冷却特性稳定，以便获得长期稳定的淬火冷却效果。

自来水是清洁而又廉价的淬火介质。它既适于喷淋淬火，也适于浸液淬火。但是，工件冷却到较低温度时，自来水的冷却速度过快，使其只适于碳含量较低的碳素结构钢件的淬火冷却。对于淬透性稍高的合金结构钢件和碳含量更高的碳素结构钢，如果使用自来水，淬裂危险会很大。

普通机械油的冷却速度不快，可用于淬透性较好的钢种。专用快速淬火油具有远低于自来水，而又比普通机械油高得多的淬火冷却速度，适于大多数合金结构钢、碳素工具钢和截面小的碳素结构钢件的淬火冷却。但是，淬火油易燃，不适于喷淋淬火之用，通常只用于高、中频同时加热后的浸液淬火冷却。同时，为获得更深的淬火硬化层，淬火冷却介质应当具有更快的冷却速度。即便是现代冷却速度最快的淬火油，做浸液淬火时，也达不到许多感应加热淬火件的冷却速度要求。此外，在油中浸液淬火时也会有烟气，淬火后的工件还需要清洗。
% x9 v2 y0 a/ @% F' j
6 {1 W& ~) r) p2 V1 t在只有自来水和普通机油的年代，为了对一些碳含量较高和淬透性较好的钢种做感应加热连续淬火，人们开发了埋油加热淬火技术。埋油加热淬火能解决一些工件的淬火开裂问题，但设备复杂、操作烦琐和生产效率低，致使其应用面一直很小。

为解决众多合金结构钢件的感应加热连续淬火以及整体浸液淬火冷却问题，人们想了多种办法。早些年使用最成功，并得到较普遍应用的是聚乙烯醇水溶液。在我国，上世纪70年代开始，聚乙烯醇淬火介质就在热处理行业推广应用。直到现在，还有一些工厂在使用这种淬火介质。聚乙烯醇溶入水中，可以降低水的淬火冷却速度；既适于做喷淋淬火，也适于做浸液淬火。配制成不同的浓度，可以适用于不同钢种的需要。但是，聚乙烯醇淬火液也有几大缺点：一是化学稳定性较差，容易老化变质，因此需要做经常性的整槽更换；二是该淬火液的实际浓度很低，一般无法测量它的有效浓度，很难根据淬火液的变质程度进行有效的浓度调整；三是容易在感应圈的喷水孔壁上形成不溶于水的聚合物膜而造成水流堵塞。
) @% M/ O, B0 k& F1 F" ?
4 `# d/ R8 `$ f( T! C) H上世纪80年代末开始，PAG类水溶性淬火介质在我国得到推广。实际应用证明，PAG聚合物的化学稳定性高，因此使用寿命长；正常生产条件下，PAG淬火液可连续使用几年而无需做整槽更换。PAG类淬火剂易溶于水，浓度容易测定，因此也就容易调整实际的使用浓度。改变浓度可以适应不同钢种和工件的需要。淬火后的工件可不清洗而直接回火。因为是水溶液，工件淬火时没有烟气，更没有火灾危险。PAG淬火液既可用于喷淋淬火，也可用于浸液淬火。使用PAG淬火液时，不会堵塞感应圈的喷水孔。由于有众多的优点，实际使用效果又好，近十几年来，PAG淬火剂的应用面迅速扩大。过去使用聚乙烯醇的地方大多改用了PAG介质。过去许多感应加热淬火中解决不了的淬火开裂问题和淬硬深度不足问题也都通过采用PAG淬火剂而得到了解决。总之，PAG淬火剂是当前国内外高中频淬火热处理生产中使用得最多和应用效果最好的淬火介质。

- V( B- x+ ^3 J; v. j, T$ W二 PAG淬火介质的使用效果

试验证明，感应加热淬火用PAG淬火液，可以获得比用自来水和其它水溶性淬火液更均匀和更稳定的淬火硬度分布。图1是在用自来水做淬火介质时，不同工艺参数条件下获得的淬火层硬度分布曲线。图2是采用PAG淬火剂时，不同工艺参数条件下的淬火层硬度分布曲线。表1和表2分别是不同流速时，采用自来水和不同浓度的PAG淬火液所得表面淬火态硬度的统计结果。可以看出，用PAG淬火液做感应加热工件的喷淋淬火时，淬火硬度比用自来水要高，淬火硬化层更深，硬度分布更均匀，而且淬火时的工艺参数波动对淬火后硬度的影响非常之小。


PAG淬火液不仅在一般结构钢件的感应加热淬火中用得很成功，而且在淬硬层特别深，铸钢件或者铸铁件的感应加热淬火中也取得了满意的淬火效果。比如，郑州水工机械厂为三峡大坝水下闸门行走轮用导轨做中频连续淬火，导轨材质为ZG42CrMo,淬硬层深度要求大于15mm，不允许有表面裂纹。该厂采用PAG类淬火剂今禹8-20，使用浓度14％，使淬硬层深度达到22～26mm，无裂纹，变形也很小。东风汽车公司发动机厂在专用的卧式淬火机床上，对EQ491发动机上的铬钼合金铸铁凸轮轴的8个凸轮做感应加热同时淬火。感应淬火时，凸轮轴处于铸造毛坯状态。淬火的技术要求是表面硬度50～60HRc，桃尖硬化层深度为4.6～10.0，基圆硬化层深度为1.5～8.0mm。该厂采用11％的今禹8-20淬火液，工件完成加热后，再浸入淬火液中淬火冷却。淬火结果，凸轮轴无淬裂，各部分的淬火硬度和淬硬深度全部满足要求。
表1 自来水和PAG淬火液喷淋淬火效果对比之一

3 _2 e9 t  p: C! Z50钢，水温30℃，冷却时间22秒 喷射速度25升/分
表2 自来水和PAG淬火液喷淋淬火效果对比之二

50钢，水温30℃，冷却时间22秒 喷射速度35升/分
- x2 w% g- _' Q; p$ E, X, r三 PAG淬火介质使用维护方法
! h0 S6 A1 p6 z: D7 z* ?3 n1 R* [
PAG淬火液的配制非常简单，按体积或者按总量比例与自来水调配在一起，稍加搅动使其溶化后，即可用于淬火冷却。根据设备条件、工件的情况和热处理要求，调整并确定合适的热处理工艺参数，即可正常生产。日常生产中，每天用折光仪测量一次浓度，用以监测淬火液的浓度变化情况。这样的浓度测量，每次只需要几分钟就能完成。如果发现浓度过高或者过低，就补加自来水或者淬火剂来加以调整。为保证冷却特性稳定，必须对淬火液的使用温度加以调控。通常，淬火液的温度宜控制在20～40℃范围内。此外，要防止淬火液受到过多的外来污染，并定期清除淬火槽底的沉渣。只要能做好上述简单的维护管理工作，一般工厂都能长期用好PAG淬火液。当然，如果遇到与淬火介质有关的其它问题，应当向淬火介质供应商咨询解决办法
，不好意思，曲线图发不上去

J9KM

摘 要：提出一种新的通用性更好的计算方法。该方法应用于实际生产的感应加热装置上，不仅可设计特殊需要的温度分布，而且可对温度场进行分析和模拟。试验结果表明双频加热淬火比单频加热淬火获得更好的表面硬化质量。尽管通常双频加热淬火比传统的单频加热淬火费用更昂贵，但在某些情况下证实还是节约的，在特殊情况下是唯一的工艺方法。
  }4 J& R$ C6 l2 ?5 m关键词：双频感应淬火；温度场；计算
8 M- |9 w! g5 K$ s
, X& q+ J3 J7 B  l& Z0 ], T* Q) a" H引 言

双频淬火装置如图1，其包含两只并排的感应器分别供给不相同频率的电流。上感应器通入较低的频率，工件移动使加热深度较深(低频率)；而下感应器通入较高的频率，工件移动使加热深度较浅，此深度相当于所需的硬化层厚度。

1 工件； 2，3 频率分别为f1和f2的感应器； 4，5 磁芯(导磁体)
图1 双频淬火装置简图
6 I) p; k$ g9 Q6 L* O3 D+ \. I选择两只感应器的功率使上感应器加热工件到居里温度，下感应器在相同时间内沿着顺磁性的工件加热到淬火温度。要设计双频淬火装置的各种参数，有必要作系统的电磁计算，但在专门的文献中缺乏适当的计算方法介绍［1］。
2 A8 x) L! t8 f) W1 |  n3 D6 `! s
1 轧辊双频感应淬火的数学分析

! \' B5 |9 ]) ]8 `1.1 简化的假设和计算模型
3 b/ p$ ?, |; T" h* S+ t
求解双频感应淬火过程的电磁问题是一个复杂的数学问题，困难在于系统零件的有限尺寸、工件电磁参数的非线性变化以及感应器移动速度对特征现象的影响。充分考虑所有的这些因素，则解法复杂，以致于无法实用。于是在对解答的精确性影响不大的前提下，引入三类简化的假设：

1 `+ c1 x; _( k7 S4 B(1)有关工件-感应器系统的几何形状假设：

% t; H/ c* j/ _- \. ^a.以无限长的轧辊代替有限长度的加热工件；
% Y, z1 ?  @' n9 W; T+ rb.以有限高度和微小厚度的环代替有限尺寸感应器；
c.一个无限长的圆柱体代替两个有限尺寸感应器的磁芯。

' ?# `) {/ ?  Q3 s; P(2)有关工件电磁参数的假设：
  n! D, a. r: A! W- @: M# w
a.淬火加热过程可以分成两个阶段。第一阶段，铁磁性工件仅仅由频率f1的感应器在一定厚度内加热到居里温度(这厚度近似等于穿透深度即趋肤深度)；第二阶段，频率为f2的感应器加热的工件可分两层，外层是顺磁性材料(μr=1)，而内层是仍保持高导磁率的铁磁性材料，参数μ和σ在每一层的体积内作为一常数。
b.两层中导磁率可由众所周知的方法［2］为基础计算得到，为简化起见内层的导磁率均作为无穷大；
c.把频率f1感应器加热得的表面铁磁性层厚度与频率f2感应器加热得的表面顺磁性层厚度看作相等。

$ x0 l' z# }2 U) k0 a  X(3)为了避免积分方程式的问题而假设：

/ @$ @9 s: Z8 A* C9 da.不计感应器的移动速度；
b.把工件沿着坐标线Z=0分开，这样把每半只轧辊均看成无限长，照图2的两种情况分别计算，然后将得到的介于适当的区内结果进行合并。

图2为考虑所有这些假设的计算模型。
; Z' k; _, L4 t: j0 g9 M
6 W# }. u; a3 T* u/ X, J图2 工件“分开”后的计算模型
1.2 矢热微分方程式的通解

从麦克斯韦尔(Maxwell)方程式计算推出矢势的微分方程式，在圆柱体坐标中有下列形式［3、4］：

7 h2 k$ x2 _7 l" U: D0 f5 w/ h( B5 y式中：  
m2=jωμσ；
& f0 j4 D4 `. p8 zω＝2πf电流脉动数(即角频率)；μ——介质的导磁率；σ——介质的电导率

电磁场矢量可用A以下列形式表示：

式中：
E——电动势；
B——磁感应强度；
J——涡流密度

方程式(1)的特解可由分离变量法求出，为
' G% i: c  R8 c. {1 ]  y& X- i
) N+ j% d* h$ p2 ]A(r,z)=[C(k)I1(pr)+D(k)K1(pr)]]×[F(k)coskz+G(k)sinkz] (4)
; q5 x, b/ U$ X# B8 a0 G
5 p% ~4 S" v" ]式中：C(k),D(k),F(k),G(k)——积分常数
( N: ]6 ^8 S% g! m2 T8 BI1，K1，I0，K0——修正的贝塞尔(Bessel)函数
6 n: K6 R( T4 Z& Jk——分离变量常数
* o/ i; _+ Y0 \8 b* J
9 W2 Z  t4 Y# ~( w" up=(k2+m2)1/2 (5)

方程式(1)的通解是(4)式的所有特解形式的总和，于是：

在图2的特殊计算区间中，(6)式的解有多种形式。事实上从应用的观点出发，最本质的是工件的外层(区域Ⅱ)，仅仅这个区域解的结果如下：

式中：p1=k2+jω1μ21σ21

; u2 U& f' M8 f$ cp2=k2+jω2μ22σ22
8 |" x) ^$ k1 C+ e! r4 x" i
符号Ⅱ表示计算的Ⅱ区域，而记号1和2分别表示频率f1［图2(a)的情况］和f2［图2(b)的情况］感应器的有关量。
4 D, g. \$ i4 j$ h% G5 Z1 K- d
0 b5 b5 C2 m: A4 F表达式(7)中出现的积分常数可用矢势并符合图2的边界条件求出，有
+ a) z# S9 ~7 q: K5 ~- F5 J
式中：μi——在i区域中的导磁率
) d# T& r/ \0 e/ b% \$ W
6 e: e/ O- }+ t! W9 x: G) X. u式中：I1，I2——频率f1和f2的感应电流；
n1,n2——频率f1和f2的感应器匝数
H，h——感应器1、2分别对应的工件长度(见图2)

* O8 ]. V' R9 q4 x, F9 j基于边界条件(9)算出积分常数，于是求得工件的矢势。

式中：N1=K1(kR3)I0(kR4)+I1(kR3)K0(kR4)
' b/ |7 T& o9 BN2=K0(kR2)I0(kR4)-I0(kR2)K0(kR4)
3 s3 f* @( V0 o/ ?5 l6 @. _N3=K1(kR2)I0(kR4)+I1(kR2)K0(kR4)
) [0 [- u$ d$ m# S/ ^N4=I1(p1R2)K0(p1R1)+K1(p1R2)I0(p1R1)
& a( H* B: h" n: V. w2 a; ]! ZN6=I0(p1R1)K0(p1R2)-K0(p1R1)I0(p1R2)
M4=I1(p2R2)K0(p2R1)+K1(p2R2)I0(p2R1)
M6=I0(p2R2)K0(p2R1)-K0(p2R2)I0(p2R1)
% y- n7 [" q8 M( C# n' q
x1=p1/k；x2=p2/k (12)

' C: n' E4 t# v( {; i2 x4 Pμr1,μr2——在图2(a)和(b)情况中的相对导磁率

1.3 工件中磁感应强度、涡流密度和有效功率密度

8 E5 U& g# c5 w( @0 j8 b2 [4 Q区域Ⅱ中与(3)式相一致的磁感应强度有二个分量BrII和BzII，按式(11)可得下式：
( |, s0 b: s+ r$ f' R" ~
0 V; q' ^, P. I由于矢势(11)式的微分无实际意义，这也就没有给出磁感应强度的表达公式，但轧辊表面(r=R2)的磁感应强度分量(Bz)通过(13)式借助于计算机算出，结果示于图3中。
5 `+ d, `$ e# @9 }7 b
& t1 e9 R7 _$ {" V工件上的涡流密度按(3)式可得：
, v! r: A3 \3 ]  c' {7 u9 I
轧辊表面(r=R2)的涡流密度按上式计算，结果示于图4中。
( v" A2 \! Q0 A9 t# D1 b
: ?$ E5 w3 S, a0 j2 ]# ?, |6 C& k- G工件表面的有效功率密度可按下式计算：
0 e: m4 m0 n9 c4 N* a( _
! G8 _# i/ d) ^# _' v由(14)得：
4 ?3 K5 @0 X( l- v
3 L) M3 D, h4 C( C3 Z按式(16)计算的有效功率密度示于图5中。

2 轧辊双频淬火试验
4 O" a3 Y( w+ s8 ~
根据上述计算，上感应器选用50 Hz，下感应器保持1000 Hz频率。轧辊双频淬火试验的同时，对轧辊的温度分布进行了测量，结果见图6.
! G( I% V, j( n! w2 ^" [( M# i
. n( R* M; \( K* f4 `  \1，2，3，4，5，6离表面不同的距离的温度分布
% `+ L( i4 k( h& u! x图6a 双频感应淬火时的温度分布
5 B9 n  A; r6 i. F6 T& m
+ x8 }" @7 y3 W: }& e$ B(离轧辊表面的距离)
A淬火加热始瞬间温度；B通过50 Hz感应器后的温度；
* J2 n9 |* g. l  ^0 F$ d, TC通过1000 Hz感应器后的温度；D喷雾的瞬间温度
. e! N0 W" C7 r0 N图6b 轧辊的截面Ⅰ的温度分布
由图6a可知，淬火过程的温度的分布有三个最高点，第一个最高点(t=3 min)相应于预热后的温度，第二个最高点(t=21 min)相应于通过50 Hz感应器后的温度，第三个最高点(t=25 min)相应于通过1000 Hz感应器后的温度。图还表明，适当的淬火温度开始于工件温度250 ℃后的第16分钟，精确来说大约加热仅10分钟，第27分钟后喷雾，处理即结束。淬火中轧辊的温升平均速度大约是1.2 ℃/sec，辊身截面的温度分布见图6b.与单频淬火得的温度分布相比，可以看出：轧辊表面在深度30 mm内的温度差，后者约210 ℃，而前者仅120 ℃，从而保证得到更厚的硬化层和较小的硬度梯度(图7).

(离轧辊表面的距离)
/ E* H" q' I# X1 A" j" e+ C1一次预热的单频感应淬火；
* R2 Y: e& p) @: h2 e* q4 p$ y9 P2一次预热的双频感应淬火
4 |# i! u9 z9 R0 H- Q8 T6 b图7 轧辊的截面硬度分布
3 结 论
, n  T% m6 h- ?
( P% T1 D+ M4 N( @1.双频感应淬火的上述计算方法具有较强的通用性和实用性。
2.双频淬火较单频淬火能使工件获得更好的性能(表面硬度，截面硬度梯度、硬化深度)，并提高工效和降低能耗。

J9KM

这些应该够用拉，只是好多好的的曲线图发不上去

angela193

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wmxwjz

好,不错整好用的上,,