焊接接头强度匹配和焊缝韧性指标综述

1、焊接接头强度匹配和焊缝韧性指标综述1 焊接接头的强度匹配长期以来，焊接结构的传统设计原则基本上是强度设计。在实际的焊接结构中，焊缝与母材在强度上的配合关系有三种：焊缝强度等于母材（等强匹配），焊缝强度超出母材（超强匹配，也叫高强匹配）及焊缝强度低于母材（低强匹配）。从结构的安全可靠性考虑，一般都要求焊缝强度至少与母材强度相等，即所谓“等强”设计原则。但实际生产中，多数是按照熔敷金属强度来选择焊接材料，而熔敷金属强度并非是实际的焊缝强度。熔敷金属不等同于焊缝金属，特别是低合金高强度钢用焊接材料，其焊缝金属的强度往往比熔敷金属的强度高出许多。所以，就会出现名义“等强”而实际“超强”的结果。超强匹配

2、是否一定安全可靠，认识上并不一致，并且有所质疑。九江长江大桥设计中就限制焊缝的“超强值”不大于98MPa；美国的学者Pellini则提出1，为了达到保守的结构完整性目标，可采用在强度方面与母材相当的焊缝或比母材低137MPa的焊缝（即低强匹配）；根据日本学者佑藤邦彦等的研究结果2，低强匹配也是可行的，并已在工程上得到应用。但张玉凤等人的研究指出3，超强匹配应该是有利的。显然，涉及焊接结构安全可靠的有关焊缝强度匹配的设计原则，还缺乏充分的理论和实践的依据，未有统一的认识。为了确定焊接接头更合理的设计原则和为正确选用焊接材料提供依据，清华大学陈伯蠡教授等人承接了国家自然科学基金研究项目“高强钢焊缝

3、强韧性匹配理论研究”。课题的研究内容有：490MPa级低屈强比高强钢接头的断裂强度，690780MPa级高屈强比高强钢接头的断裂强度，无缺口焊接接头的抗拉强度，深缺口试样缺口顶端的变形行为，焊接接头的NDT试验等。大量试验结果表明：（1）对于抗拉强度490MPa级的低屈强比高强钢，选用具备一定韧性而适当超强的焊接材料是有利的。如果综合焊接工艺性和使用适应性等因素，选用具备一定韧性而实际“等强”的焊接材料应更为合理。该类钢焊接接头的断裂强度和断裂行为取决于焊接材料的强度和韧塑性的综合作用。因此，仅考虑强度而不考虑韧性进行的焊接结构设计，并不能可靠地保证其使用的安全性。（2）对于抗拉强度69078

4、0MPa级的高屈强比高强钢，其焊接接头的断裂性能不仅与焊缝的强度、韧性和塑性有关，而且受焊接接头的不均质性所制约，焊缝过分超强或过分低强均不理想，而接近等强匹配的接头具有最佳的断裂性能，按照实际等强原则设计焊接接头是合理的。因此，焊缝强度应有上限和下限的限定。（3）抗拉强度匹配系数（S）即焊接材料的熔敷金属抗拉强度与母材抗拉强度之比值，它可以反映接头力学性能的不均质性。试验结果表明，当S0.9时，可以认为焊接接头强度很接近母材强度。因此，生产实践中采用比母材强度降低10的焊接材料施焊，是可以保证接头等强度设计要求的。当S0.86时，接头强度可达母材强度的95以上。这是因为强度较高的母材对焊缝金

5、属产生拘束作用，使焊缝的强度得到提高。（4）母材的屈强比对焊接接头的断裂行为有重要的影响，母材屈强比低的抗脆断能力较母材屈强比高的接头抗脆断能力更好。这说明母材的塑性储备对接头的抗脆断性能亦有较大的影响。（5）焊缝金属的变形行为受到焊缝与母材力学性能匹配情况的影响。在相同拉伸应力下，低屈强比钢的超强匹配接头的焊缝应变较大，高屈强比钢的低强匹配接头的焊缝应变较小。焊接接头的裂纹张开位移（COD值）也呈现相同的趋势，即低屈强比钢的超强匹配接头具有裂纹顶端处易于屈服且裂纹顶端变形量更大的优势。（6）焊接接头的抗脆断性能与接头力学性能的不均质性有很大关系，它不仅决定于焊缝的强度，而且受焊缝的韧性和塑性

6、所制约。焊接材料的选择不仅要保证焊缝具有适宜的强度，更要保证焊缝具有足够高的韧性和塑性，即要控制好焊缝的强韧性匹配。对于强度级别更高的钢种，要使焊缝金属与母材达到等强匹配则存在很大的技术难度，既使焊缝强度达到了等强，却使焊缝的塑性、韧性降低到了不可接受的程度；抗裂性能也是显著下降，为了防止出现焊接裂纹，施工条件要求极为严格，施工成本大大提高。为了避免这种只追求强度而损害结构整体性能，提高施工上的可靠性，不得不把强度降下来，采用低强匹配方案。如日本的潜艇用钢NS110，它的屈服强度1098MPa；而与之配套的焊条和气保焊焊丝的熔敷金属屈服强度则要求940MPa，其屈服强度匹配系数为0.854。采

7、用低强匹配的焊接材料后，焊缝的含碳量及碳当量都可以降低，这将使焊缝的塑韧性得到提高，抗裂性能得到改善，给焊接施工带来了方便，降低了施工方面的成本。另外，日本学者佐滕邦彦的一些试验数据表明2，只要焊缝金属的强度不低于母材强度的80，仍可保证接头与母材等强，但是低强焊缝的接头整体伸长率要低一些。在疲劳载荷作用下，如不削除焊缝的余高，疲劳裂纹将产生在熔合区；但若削除焊缝的余高，疲劳裂纹将产生在低强度的焊缝之中。因此，关于低强焊缝的运用，应当结合具体条件进行一些试验工作为宜。2 焊缝的韧性指标问题2.1 焊接接头强度匹配对焊缝韧性的要求很多焊接结构的破坏事故是典型的低应力下发生的脆性断裂，断前在表观上

8、几乎不发生明显的塑性变形。工程上的脆断事故，总是从存在宏观缺陷或裂纹作为“源”而开始的，它在远低于屈服应力的条件下，由于疲劳或应力腐蚀等原因而逐渐扩展，最后导致突然地低应力断裂。只要存在裂纹源，裂纹的扩展总是沿着韧性最差的部位进行。从这一点考虑，总希望焊接接头的最薄弱部位也要具有足够的韧性储备。陈伯蠡教授等人在研究高强钢焊缝强韧性匹配时得出，等强或接近等强匹配时所用的焊材，焊接接头最容易获得最优异的抗脆断性能。这是因为等强匹配时所用的焊材，不需要将其韧性提高到优于低强或超强匹配时所要求的韧性。而如欲使低强匹配或超强匹配的断裂达到等强匹配的抗断裂性效果，则要进一步改善焊材的韧性水平。降低焊材强度

9、时，容易改善其韧性；而提高焊材强度时，大幅度地提高其韧性则有相当难度。由此可知，低强匹配比超强匹配更容易改善接头的抗脆断性能。故从抗脆性断裂方面考虑，超强匹配未必有利，在一定条件下，低强匹配反而是可行的。对于低强度钢，无论是母材还是焊缝都有较高的韧性储备，所以按等强原则选用焊接材料时，既可保证强度要求，也不会损害焊缝韧性。但对于高强钢，特别是超高强钢，其配套用的焊接材料韧性储备是不高的，此时如仍要求焊缝与母材等强，则焊缝的韧性水平就有可能降低到安全限以下，有可能出现因其韧性不足而引起脆断。此时，如适当降低焊缝强度而提高其韧性，将会更为有利。已有这方面的事故教训，某厂家容量10000t的油罐脆性

10、破坏时，其强度和伸长率都是合格的，脆断主要是由于韧性不足引起的。2.2 焊缝韧性的相关指标目前采用最广泛的韧性判剧是V形缺口的夏比（Charpy）试样冲击吸收功，它是根据20世纪40年代初美国船体破坏事故的分析经验得出来的5。当时的船体均采用低碳沸腾钢，在事故温度下试验时，船体钢未断裂部位的冲击吸收功平均为21 J(15 ft-1 h)，因此，认为可采用这一数值作为判剧来确定临界温度，即所谓VTr15判剧，后来又发展为平均冲击吸收功不小于27 J(20 fr-1b)，且允许有一个试样低于此值，但不得低于21 J。1954年又出现了油船断为两半的事故，该船体钢为细晶粒钢或低合金钢，经英国劳埃德船

11、级社调查分析得出，这类钢的V形缺口冲击吸收功低于47 J(35 fr-1b)时易于发生脆性断裂，因此提议以47 J冲击吸收功作为最低保证值。可见，在同样的使用条件和韧性下，高强度钢比低强度钢更易于断裂。为安全考虑，对于钢材冲击吸收功的要求，应随其强度的提高而作适当的提高。1978年挪威船级社在采油平台结构入级规范中给出了冲击吸收功要求值与屈服强度最低值之间的关系函数，写为数学公式即：VET0.1 （1）式中 VET在规定试验温度时的冲击吸收功，J最低屈服强度保证值，MPa。1980年英国颁布的桥梁规程BS-5400中，不仅将焊缝韧性要求与屈服强度联系起来，而且还考虑了板厚的影响，其表达式为：

12、VET （2）355 2另有报导，对于大多数大型复杂结构，如桥梁、船舶、压力容器等，根据断裂力学原则，要求其结构材料的“韧强比”（RA）满足如下要求其中（韧性值为冲击吸收功，J，强度值为最低屈服强度保证值，MPa）：RA0.001 6+0.01式中 板厚，mm。近年来，中国船级社（CCS）参照国外各船级社（LR、NV、ABS、NK）的规范，对高强度钢用焊条、自动焊及半自动焊焊丝的熔敷金属强度和韧性作出的规定见表1。表1 高强度钢用焊材的熔敷金属力学性能要求屈服强度 Re/MPa抗拉强度 Rm/MPa伸长率 A()冲击温度 T/冲击吸收功 AkV/J40051069022060474605707

13、202020604750061077018206050550660830182060556207208801820606269077094018206069该表中的数值与数学公式VET0.1，是相一致的，也是目前各国船级社都采用的。笔者认为，VET0.1的适用范围不是无限的，而是有一定限制的。表中所列的690MPa和60下69 J的强韧性配合指标已经是上限范围了，再进一步提高强度和冲击功的双重要求将是难以实现的。这是金属材料本身的性能所决定的，强度和韧性是要相互制约的。在焊缝韧性指标上，有的规范不是这样要求的，它对各种强度级别的焊缝，都要求相同的韧性水平。如潜艇用钢，按照日本防卫厅规格6、7，

14、对各种强度级别的焊条或焊丝的熔敷金属，都要求50下的冲击吸收功不小于27 J；其焊缝金属的屈服强度包括460，630，800和940MPa四个等级，其焊接方法适用于焊条电弧焊、埋弧焊、MIG焊等。除了对熔敷金属的冲击吸收功有指标要求外，对焊接接头还要进行落锤试验，根据屈服强度等级和试板厚度选用规定的打击功，要求在50下不发生试样断裂。从这两个方面进行韧性考核应是更为科学的。美国军标（MIL）对潜艇用焊接材料的韧性考核，有些方面与日本一致，但也有不同之处。对熔敷金属的韧性考核，早期也是采用夏比V形冲击试验，要求50下的冲击吸收功不小于27，47或68 J，这些冲击吸收功的提高不是因为强度的提高而

15、相应提高，它是根据焊接材料的韧性储备等因素来确定的。后来又改为动态撕裂试验（DT试验），常用的试样厚度约为16mm（5/8吋），试样的宽度和长度分别为41mm和180mm；对裂纹源缺口的加工有着更严格的要求。试验温度为30（约为0），撕裂功的最低值要求为610，645，680及780 J(450，475，500和575 ft-1b)。这些数值的确定也不是与强度的提高成线性关系，而与材料的韧性储备有直接关系，例如，屈服强度大于等于920MPa级的焊缝DT值要求645 J(475 ft-1b)，而屈服强度大于等于700MPa级的焊缝，则要求其DT值780 J(575 ft-1b)。曾有几年时间内，

16、夏比V形冲击试验和动态撕裂试验两者并用，后来就只采用动态撕裂试验一种方法了。在焊接接头的韧性考核方面与日本截然不同，美国采用的是爆炸试验8，试板厚度都为25mm（1吋）或38mm（1.5吋），对接焊后成为正方形，边长分别为510mm或640mm，焊缝在中心部位。试验温度为30（约为0），经过3次爆炸后，希望厚度减薄率达到7，要求不产生碎片；允许有穿过整个厚度的裂纹，但裂纹不应扩展到支撑区之内。美国军标将这种方法定为认可试验或鉴定试验，只有通过此种试验的焊接材料才能用于潜艇建造。一旦试验被通过，只要焊接材料的焊芯成分、药皮配方和原材料、制造技术和工艺等不作改变，就不再进行此项试验，只进行熔敷金属

17、的韧性检验（夏比V形或动态撕裂试验），而且这种韧性检验的目的主要是控制焊接材料的质量稳定性。故熔敷金属的吸收功可以认为是控制焊材产品质量的相对判剧。当某种焊接材料用于船舶、桥梁、压力容器、车辆、高架建筑等具体结构时，应根据结构的特征、受力情况（是静载还是动载、低周疲劳还是高周疲劳）、环境条件等，提出具体要求，有的还要求作特殊的评定试验，同时将其符合安全要求的熔敷金属韧性指标确定下来。既不是韧性指标越高越好，也不可为了降低成本而降低对韧性的要求。用钢材的韧性指标来要求焊接材料也不完全是合理的，因为钢材经焊接之后，其热影响区中的粗晶区因晶粒明显长大，使韧性大幅度下降，所以为了保证热影响区有好的韧性

18、，应该对母材韧性有更高的要求。目前，国内外的焊接材料标准都是由焊接材料标准化机构制定出来的。高强钢用焊接材料的强度级别虽然不完全一致，但各种强度级别下的熔敷金属韧性指标是相同的，主要有两个体系9：一是欧洲体系，冲击吸收功要求47 J；太平洋周围国家，如美国、中国、日本、韩国等，则采用另一个体系，即冲击吸收功要求大于27 J。2000年以后，国际标准化组织（ISO）同时认可了这两个体系，将其按A、B两个体系并列于同一个标准之中。如 ISO182752005，ISO168342006和ISO182762005，分别是高强钢用的焊条、实心焊丝和药芯焊丝系标准，在这3个标准的A体系中统一把熔敷金属的屈

19、服强度划分成如下5个等级，即550，620，690，790和890MPa级；而熔敷金属的冲击吸收功不随强度等级变化，它是一个固定数值，即A体系要求AkV47J；B体系要求AkV27 J。但是，在同一个冲击功条件下又分成若干个试验温度，通常有+20，0，-20，-30，-40，-50，-60，-70和-80。可根据结构的使用温度或对韧性储备的要求来选择试验温度，以满足对韧性的不同需要。例如，在我国南方江河中运行的船舶，其使用环境温度较高，可选用较高的试验温度；在北方江河中运行的船舶，其使用环境温度较低，应选择较低的试验温度。有些结构承受动载荷或疲劳载荷，与同一地区只承受静载荷的结构相比，可采用相

20、同强度的焊材，但在韧性方面应有更大的储备，以保证动载荷或疲劳载荷下仍能安全运行，这时一定要选择在更低的试验温度下能满足47 J或27 J冲击吸收功要求的焊接材料。3 结 论在焊接接头强度匹配方面，对于低强度的钢种，可采用等强或超强匹配；对于高强度的钢种，宜采用等强或低强匹配，超强匹配是不利的。在焊缝韧性指标方面，有如下几种情况，一种是随着焊缝强度的提高对韧性的要求也提高；另一种是对各种强度级别的焊缝都要求相同的冲击吸收功，但试验温度是变化的，产品的使用条件越苛刻，相对应的试验温度越低；还有一种是对冲击吸收功和试验温度的要求都相同，但还要对焊接接头进行落锤或爆炸等试验，并以此作为认可试验。永磁交

21、流伺服电机位置反馈传感器检测相位与电机磁极相位的对齐方式2008-11-07来源：internet浏览：504 主流的伺服电机位置反馈元件包括增量式编码器，绝对式编码器，正余弦编码器，旋转变压器等。为支持永磁交流伺服驱动的矢量控制，这些位置反馈元件就必须能够为伺服驱动器提供永磁交流伺服电机的永磁体磁极相位，或曰电机电角度信息，为此当位置反馈元件与电机完成定位安装时，就有必要调整好位置反馈元件的角度检测相位与电机电角度相位之间的相互关系，这种调整可以称作电角度相位初始化，也可以称作编码器零位调整或对齐。下面列出了采用增量式编码器，绝对式编码器，正余弦编码器，旋转变压器等位置反馈元件的永磁交流伺服

22、电机的传感器检测相位与电机电角度相位的对齐方式。增量式编码器的相位对齐方式 在此讨论中，增量式编码器的输出信号为方波信号，又可以分为带换相信号的增量式编码器和普通的增量式编码器，普通的增量式编码器具备两相正交方波脉冲输出信号A和B，以及零位信号Z；带换相信号的增量式编码器除具备ABZ输出信号外，还具备互差120度的电子换相信号UVW，UVW各自的每转周期数与电机转子的磁极对数一致。带换相信号的增量式编码器的UVW电子换相信号的相位与转子磁极相位，或曰电角度相位之间的对齐方法如下： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.用示波器

23、观察编码器的U相信号和Z信号； 3.调整编码器转轴与电机轴的相对位置； 4.一边调整，一边观察编码器U相信号跳变沿，和Z信号，直到Z信号稳定在高电平上（在此默认Z信号的常态为低电平），锁定编码器与电机的相对位置关系； 5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，Z信号都能稳定在高电平上，则对齐有效。 撤掉直流电源后，验证如下： 1.用示波器观察编码器的U相信号和电机的UV线反电势波形； 2.转动电机轴，编码器的U相信号上升沿与电机的UV线反电势波形由低到高的过零点重合，编码器的Z信号也出现在这个过零点上。 上述验证方法，也可以用作对齐方法。 需要注意的是，此时增量式编码器的U

24、相信号的相位零点即与电机UV线反电势的相位零点对齐，由于电机的U相反电势，与UV线反电势之间相差30度，因而这样对齐后，增量式编码器的U相信号的相位零点与电机U相反电势的-30度相位点对齐，而电机电角度相位与U相反电势波形的相位一致，所以此时增量式编码器的U相信号的相位零点与电机电角度相位的-30度点对齐。 有些伺服企业习惯于将编码器的U相信号零点与电机电角度的零点直接对齐，为达到此目的，可以： 1.用3个阻值相等的电阻接成星型，然后将星型连接的3个电阻分别接入电机的UVW三相绕组引线； 2.以示波器观察电机U相输入与星型电阻的中点，就可以近似得到电机的U相反电势波形； 3.依据操作的方便程度

25、，调整编码器转轴与电机轴的相对位置，或者编码器外壳与电机外壳的相对位置； 4.一边调整，一边观察编码器的U相信号上升沿和电机U相反电势波形由低到高的过零点，最终使上升沿和过零点重合，锁定编码器与电机的相对位置关系，完成对齐。 由于普通增量式编码器不具备UVW相位信息，而Z信号也只能反映一圈内的一个点位，不具备直接的相位对齐潜力，因而不作为本讨论的话题。 绝对式编码器的相位对齐方式 绝对式编码器的相位对齐对于单圈和多圈而言，差别不大，其实都是在一圈内对齐编码器的检测相位与电机电角度的相位。早期的绝对式编码器会以单独的引脚给出单圈相位的最高位的电平，利用此电平的0和1的翻转，也可以实现编码器和电机

26、的相位对齐，方法如下： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.用示波器观察绝对编码器的最高计数位电平信号； 3.调整编码器转轴与电机轴的相对位置； 4.一边调整，一边观察最高计数位信号的跳变沿，直到跳变沿准确出现在电机轴的定向平衡位置处，锁定编码器与电机的相对位置关系； 5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，跳变沿都能准确复现，则对齐有效。 这类绝对式编码器目前已经被采用EnDAT，BiSS，Hyperface等串行协议，以及日系专用串行协议的新型绝对式编码器广泛取代，因而最高位信号就不符存在了，此时对

27、齐编码器和电机相位的方法也有所变化，其中一种非常实用的方法是利用编码器内部的EEPROM，存储编码器随机安装在电机轴上后实测的相位，具体方法如下： 1.将编码器随机安装在电机上，即固结编码器转轴与电机轴，以及编码器外壳与电机外壳； 2.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 3.用伺服驱动器读取绝对编码器的单圈位置值，并存入编码器内部记录电机电角度初始相位的EEPROM中； 4.对齐过程结束。 由于此时电机轴已定向于电角度相位的-30度方向，因此存入的编码器内部EEPROM中的位置检测值就对应电机电角度的-30度相位。此后，驱动器将任意

28、时刻的单圈位置检测数据与这个存储值做差，并根据电机极对数进行必要的换算，再加上-30度，就可以得到该时刻的电机电角度相位。这种对齐方式需要编码器和伺服驱动器的支持和配合方能实现，日系伺服的编码器相位之所以不便于最终用户直接调整的根本原因就在于不肯向用户提供这种对齐方式的功能界面和操作方法。这种对齐方法的一大好处是，只需向电机绕组提供确定相序和方向的转子定向电流，无需调整编码器和电机轴之间的角度关系，因而编码器可以以任意初始角度直接安装在电机上，且无需精细，甚至简单的调整过程，操作简单，工艺性好。 如果绝对式编码器既没有可供使用的EEPROM，又没有可供检测的最高计数位引脚，则对齐方法会相对复杂

29、。如果驱动器支持单圈绝对位置信息的读出和显示，则可以考虑： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.利用伺服驱动器读取并显示绝对编码器的单圈位置值； 3.调整编码器转轴与电机轴的相对位置； 4.经过上述调整，使显示的单圈绝对位置值充分接近根据电机的极对数折算出来的电机-30度电角度所应对应的单圈绝对位置点，锁定编码器与电机的相对位置关系； 5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，上述折算位置点都能准确复现，则对齐有效。 如果用户连绝对值信息都无法获得，那么就只能借助原厂的专用工装，一边检测绝对位置检测值，一

30、边检测电机电角度相位，利用工装，调整编码器和电机的相对角位置关系，将编码器相位与电机电角度相位相互对齐，然后再锁定。这样一来，用户就更加无从自行解决编码器的相位对齐问题了。 个人推荐采用在EEPROM中存储初始安装位置的方法，简单，实用，适应性好，便于向用户开放，以便用户自行安装编码器，并完成电机电角度的相位整定。 正余弦编码器的相位对齐方式 普通的正余弦编码器具备一对正交的sin，cos 1Vp-p信号，相当于方波信号的增量式编码器的AB正交信号，每圈会重复许许多多个信号周期，比如2048等；以及一个窄幅的对称三角波Index信号，相当于增量式编码器的Z信号，一圈一般出现一个；这种正余弦编码

31、器实质上也是一种增量式编码器。另一种正余弦编码器除了具备上述正交的sin、cos信号外，还具备一对一圈只出现一个信号周期的相互正交的1Vp-p的正弦型C、D信号，如果以C信号为sin，则D信号为cos，通过sin、cos信号的高倍率细分技术，不仅可以使正余弦编码器获得比原始信号周期更为细密的名义检测分辨率，比如2048线的正余弦编码器经2048细分后，就可以达到每转400多万线的名义检测分辨率，当前很多欧美伺服厂家都提供这类高分辨率的伺服系统，而国内厂家尚不多见；此外带C、D信号的正余弦编码器的C、D信号经过细分后，还可以提供较高的每转绝对位置信息，比如每转2048个绝对位置，因此带C、D信号

32、的正余弦编码器可以视作一种模拟式的单圈绝对编码器。 采用这种编码器的伺服电机的初始电角度相位对齐方式如下： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.用示波器观察正余弦编码器的C信号波形； 3.调整编码器转轴与电机轴的相对位置； 4.一边调整，一边观察C信号波形，直到由低到高的过零点准确出现在电机轴的定向平衡位置处，锁定编码器与电机的相对位置关系； 5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，过零点都能准确复现，则对齐有效。 撤掉直流电源后，验证如下： 1.用示波器观察编码器的C相信号和电机的UV线反电势波形；

33、2.转动电机轴，编码器的C相信号由低到高的过零点与电机的UV线反电势波形由低到高的过零点重合。 这种验证方法，也可以用作对齐方法。 此时C信号的过零点与电机电角度相位的-30度点对齐。如果想直接和电机电角度的0度点对齐，可以考虑： 1.用3个阻值相等的电阻接成星型，然后将星型连接的3个电阻分别接入电机的UVW三相绕组引线； 2.以示波器观察电机U相输入与星型电阻的中点，就可以近似得到电机的U相反电势波形； 3.调整编码器转轴与电机轴的相对位置； 4.一边调整，一边观察编码器的C相信号由低到高的过零点和电机U相反电势波形由低到高的过零点，最终使2个过零点重合，锁定编码器与电机的相对位置关系，完成

34、对齐。 由于普通正余弦编码器不具备一圈之内的相位信息，而Index信号也只能反映一圈内的一个点位，不具备直接的相位对齐潜力，因而在此也不作为讨论的话题。 如果可接入正余弦编码器的伺服驱动器能够为用户提供从C、D中获取的单圈绝对位置信息，则可以考虑： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.利用伺服驱动器读取并显示从C、D信号中获取的单圈绝对位置信息； 3.调整旋变轴与电机轴的相对位置； 4.经过上述调整，使显示的绝对位置值充分接近根据电机的极对数折算出来的电机-30度电角度所应对应的绝对位置点，锁定编码器与电机的相对位置关系；

35、5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，上述折算绝对位置点都能准确复现，则对齐有效。 此后可以在撤掉直流电源后，得到与前面基本相同的对齐验证效果： 1.用示波器观察正余弦编码器的C相信号和电机的UV线反电势波形； 2.转动电机轴，验证编码器的C相信号由低到高的过零点与电机的UV线反电势波形由低到高的过零点重合。 如果利用驱动器内部的EEPROM等非易失性存储器，也可以存储正余弦编码器随机安装在电机轴上后实测的相位，具体方法如下： 1.将正余弦随机安装在电机上，即固结编码器转轴与电机轴，以及编码器外壳与电机外壳； 2.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，

36、U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 3.用伺服驱动器读取由C、D信号解析出来的单圈绝对位置值，并存入驱动器内部记录电机电角度初始安装相位的EEPROM等非易失性存储器中； 4.对齐过程结束。 由于此时电机轴已定向于电角度相位的-30度方向，因此存入的驱动器内部EEPROM等非易失性存储器中的位置检测值就对应电机电角度的-30度相位。此后，驱动器将任意时刻由编码器解析出来的与电角度相关的单圈绝对位置值与这个存储值做差，并根据电机极对数进行必要的换算，再加上-30度，就可以得到该时刻的电机电角度相位。 这种对齐方式需要伺服驱动器的在国内和操作上予以支持和配合方能实现，而且由于记录电机电角度初

37、始相位的EEPROM等非易失性存储器位于伺服驱动器中，因此一旦对齐后，电机就和驱动器事实上绑定了，如果需要更换电机、正余弦编码器、或者驱动器，都需要重新进行初始安装相位的对齐操作，并重新绑定电机和驱动器的配套关系。 旋转变压器的相位对齐方式 旋转变压器简称旋变，是由经过特殊电磁设计的高性能硅钢叠片和漆包线构成的，相比于采用光电技术的编码器而言，具有耐热，耐振。耐冲击，耐油污，甚至耐腐蚀等恶劣工作环境的适应能力，因而为武器系统等工况恶劣的应用广泛采用，一对极（单速）的旋变可以视作一种单圈绝对式反馈系统，应用也最为广泛，因而在此仅以单速旋变为讨论对象，多速旋变与伺服电机配套，个人认为其极对数最好采

38、用电机极对数的约数，一便于电机度的对应和极对数分解。 旋变的信号引线一般为6根，分为3组，分别对应一个激励线圈，和2个正交的感应线圈，激励线圈接受输入的正弦型激励信号，感应线圈依据旋变转定子的相互角位置关系，感应出来具有SIN和COS包络的检测信号。旋变SIN和COS输出信号是根据转定子之间的角度对激励正弦信号的调制结果，如果激励信号是sint，转定子之间的角度为，则SIN信号为sintsin，则COS信号为sintcos，根据SIN，COS信号和原始的激励信号，通过必要的检测电路，就可以获得较高分辨率的位置检测结果，目前商用旋变系统的检测分辨率可以达到每圈2的12次方，即4096，而科学研究

39、和航空航天系统甚至可以达到2的20次方以上，不过体积和成本也都非常可观。 商用旋变与伺服电机电角度相位的对齐方法如下： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出； 2.然后用示波器观察旋变的SIN线圈的信号引线输出； 3.依据操作的方便程度，调整电机轴上的旋变转子与电机轴的相对位置，或者旋变定子与电机外壳的相对位置； 4.一边调整，一边观察旋变SIN信号的包络，一直调整到信号包络的幅值完全归零，锁定旋变； 5.来回扭转电机轴，撒手后，若电机轴每次自由回复到平衡位置时，信号包络的幅值过零点都能准确复现，则对齐有效 。 撤掉直流电源，进行对齐验证： 1.用示波器观察旋

40、变的SIN信号和电机的UV线反电势波形； 2.转动电机轴，验证旋变的SIN信号包络过零点与电机的UV线反电势波形由低到高的过零点重合。 这个验证方法，也可以用作对齐方法。 此时SIN信号包络的过零点与电机电角度相位的-30度点对齐。如果想直接和电机电角度的0度点对齐，可以考虑： 1.用3个阻值相等的电阻接成星型，然后将星型连接的3个电阻分别接入电机的UVW三相绕组引线； 2.以示波器观察电机U相输入与星型电阻的中点，就可以近似得到电机的U相反电势波形； 3.依据操作的方便程度，调整编码器转轴与电机轴的相对位置，或者编码器外壳与电机外壳的相对位置； 4.一边调整，一边观察旋变的SIN信号包络的过

41、零点和电机U相反电势波形由低到高的过零点，最终使这2个过零点重合，锁定编码器与电机的相对位置关系，完成对齐。 需要指出的是，在上述操作中需有效区分旋变的SIN包络信号中的正半周和负半周。由于SIN信号是以转定子之间的角度为的sin值对激励信号的调制结果，因而与sin的正半周对应的SIN信号包络中，被调制的激励信号与原始激励信号同相，而与sin的负半周对应的SIN信号包络中，被调制的激励信号与原始激励信号反相，据此可以区别和判断旋变输出的SIN包络信号波形中的正半周和负半周。对齐时，需要取sin由负半周向正半周过渡点对应的SIN包络信号的过零点，如果取反了，或者未加准确判断的话，对齐后的电角度有可能错位180度，从而造成速度外环进入正反馈。如果可接入旋变的伺服驱动器能够为用户提供从旋变信号中获取的与电机电角度相关的绝对位置信息，则可以考虑： 1.用一个直流电源给电机的UV绕组通以小于额定电流的直流电，U入，V出，将电机轴定向至一个平衡位置； 2.利用伺服驱动器读取并显示