Разработка системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей печью скоростного нагрева

Введение

Целью дипломного проекта является разработка системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей печью скоростного нагрева (ПСН) для участка дифференцированной термической обработки валков для прокатных станов, установленной в термическом цехе №2 ЗАО НКМЗ. Необходимость данной разработки вызвана экономической неэффективностью существующей системы.

В данный момент на рассматриваемом объекте установлена система управления, не выполняющая функции контроля и регулирования потребления энергоносителей. При этом приводы печи (электро- и гидроприводы) работают в регулируемых режимах, не обеспечивая слежения за ходом прогрева валка.

Кроме указанных недостатков существуют и другие, не менее важные.

В связи с возрастающими объемами производства, значительно увеличивается потребность в высококачественном прокатном оборудовании. При имеющемся объеме производства производительности старой системы не достаточно. Это замедляет работу металлургических предприятий (Енакиевский металлургический завод, Мариупольский комбинат имени Ильича и другие), повышает расходы по эксплуатации и ремонту оборудования, что в конечном итоге сказывается на себестоимости выпускаемой продукции.

Следующий аспект проблемы, рассматриваемый в данном дипломном проекте, напрямую связан с проблемами энергетической отрасли Украины. Цены на природный газ постоянно возрастают при постоянном росте его потребления. В связи с этим возникает необходимость точного контроля и регистрации потребления топлива, так как установленные нормы потребления зачастую намного превышают действительный расход газа.

Основной целью дипломного проекта является проектирование такой системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей (газ, воздух, электроэнергия), которая позволила бы рационально их использовать, управляя процессом нагрева с наиболее оптимальными параметрами путем синхронизации работы приводов и регуляторов подачи газо-воздушной смеси в рабочее пространство печи.

Практическая ценность разрабатываемой системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей заключается в повышении рентабельности производства прокатного оборудования ЗАО НКМЗ. Расчет экономического эффекта от внедрения разрабатываемой системы автоматического управления и диагностики также произведен в данном дипломном проекте.



1. Технологическая часть

Мировой рынок предъявляет все более высокие требования к показателям качества опорных валков прокатных станов (твердость, глубина закаленного слоя, распределение остаточных напряжений).

Известны следующие технологии закалки прокатных валков: в электромасляных ваннах, токами промышленной частоты, токами высокой частоты, регулируемым охлаждением водой, водовоздушной смесью и др.

Одним из таких процессов является дифференцированная термическая обработка (в дальнейшем - ДТО) опорных валков прокатных станов. Технологический процесс ДТО направлен на снижение энергозатрат при нагреве валка до температуры закалки за счет нагрева не всего объема валка, а лишь поверхностного (закаливаемого) слоя. Суть ДТО заключается в следующем (схема и этапы режима ДТО приведены на рисунке 1):

Рисунок 1.1 - Схема и этапы режима ДТО

Этап 1 - предварительный подогрев валка.

Производится в термической печи с выкатным подом с целью перевода материала сердцевины валка в более пластичное состояние, способное выдержать высокие растягивающие напряжения при последующем интенсивном нагреве в печи скоростного нагрева (в дальнейшем - ПСН).

Рациональная среднемассовая температура предварительного подогрева для всех типоразмеров валков находится в пределах Т_п500С. При более низких температурах велика опасность разрушения валка при быстром нагреве бочки из-за недостаточной пластичности слабо прогретой сердцевины валка. С ростом температуры предварительного подогрева повышаются остаточные напряжения после ДТО и, следовательно, растет вероятность разрушения валка после окончания режима. Требуемая равномерность температуры печи в конце подогрева 5С.

Этап 2 - градиентный нагрев в ПСН.

Параметры нагрева валка определяются маркой стали, требованиями по глубине активного (закаленного) слоя, уровнем трещиностойкости металла центральной части валка и размерами возможных дефектов металлургического происхождения.

Оптимальная температура нагрева Т_н выбирается из расчета получить максимальную закаливаемость, т.е. максимальную твердость структуры, образующейся в поверхностном слое валка при закалке. Оптимальный режим нагрева состоит из максимально интенсивного нагрева поверхности бочки до температуры Т_н и выдержке при данной температуре до прогрева на заданную глубину. Ограничить интенсивность нагрева могут либо возможности оборудования (мощность ПСН) либо высокие растягивающие напряжения, которые возникают в центральной зоне валка при интенсивном нагреве.

Этап 3 - выдержка для обеспечения прогрева бочки валка на заданную глубину в ПСН.

Продолжительность выдержки при поддержании температуры бочки валка на уровне температуры нагрева Т_н зависти от желаемой глубины прогрева поверхностного слоя. В свою очередь, оптимальная величина прогрева зависит от прокаливаемости стали и интенсивности дальнейшего охлаждения.

Этап 4 - транспортировка валка из ПСН в спрейерную установку.

Продолжительность переноса валка из ПСН к спрейерной установке должна быть сведена к минимуму. Это обусловлено тем, что на воздухе поверхностный слой валка быстро теряет тепло.

Этап 5 - интенсивное водяное охлаждение в спрейерной установке.

Производится с максимально возможной плотностью орошения с целью формирования наиболее благоприятной структуры и максимальной глубины активного слоя.

Этап 6 - мягкое регулируемое водовоздушное охлаждение в спрейерной установке с отогревом поверхности.

На этом этапе продолжается принудительный теплосъем с поверхности валка теплового потока, поступающего из внутренних слоев. Продолжительность водовоздушного охлаждения определяется по условию достижения среднемассовой температуры валка Т₀ (температуры копежа).

Этап 7 - отпуск в печи с выкатным подом.

Температура и продолжительность отпуска определяются исходя из требований на твердость бочки валка.

Новокраматорский машиностроительный завод - лидер отечественного машиностроения - является одним из ведущих поставщиков валков прокатных станов как для Украины, так и в страны ближнего и дальнего зарубежья. Заводом успешно освоены перечисленные выше технологии.

Технология ДТО реализована на участке ДТО, который включает в себя две термические печи с выкатным подом, печь скоростного нагрева, спрейерную установку.

Автоматизированная система управления технологическим процессом ДТО построена на базе оборудования фирмы «SIEMENS» по иерархической структуре.



1.1 Теоретические сведения об этапе дифференцированной термической обработки прокатных валков - градиентном нагреве в печи скоростного нагрева

Параметры нагрева валка определяются маркой стали, требованиями по глубине активного слоя, уровнем трещиностойкости металла центральной части валка и размерами возможных дефектов металлургического происхождения. Рассмотрим более подробно факторы, влияющие на выбор параметров нагрева.

Оптимальная температура нагрева Т_Н выбирается из расчета получить максимальную закаливаемость, т.е. максимальную твердость структуры мартенсита и остаточного аустенита, образующейся в поверхностном слое валка при закалке. С ростом температуры нагрева Т_Н в легированных валковых сталях увеличивается степень растворения карбидов и, как следствие, повышается прокаливаемость стали и твердость мартенситной матрицы. Но при этом одновременно увеличивается содержание остаточного аустенита в закаленной структуре, что ведет к снижению твердости. Действие этих двух противоположно направленных факторов приводит к появлению максимума на кривой зависимости твердости закаленной структуры стали заданного состава от температуры нагрева.

Дополнительным фактором, который ограничивает Т_Н сверху, является отрицательное влияние перегрева на рост зерна аустенита и, следовательно, огрубление структуры мартенсита после закалки. Кроме того, повышение температуры нагрева увеличивает уровень максимальных растягивающих остаточных напряжений. Для стали 90ХФ оптимальной температурой нагрева при ДТО является Т_Н920С, для стали 75ХМ Т_Н950С.

Оптимальный режим нагрева состоит из максимально интенсивного нагрева поверхности бочки до температуры Т_Н и выдержке при данной температуре до прогрева на заданную глубину выше температуры аустенизации А_С3. Ограничивать интенсивность нагрева могут либо возможности оборудования (мощность печи скоростного нагрева - ПСН), либо высокие растягивающие напряжения, которые возникают в центральной зоне валка при интенсивном нагреве.

KOBE STEEL (предприятие-разработчик теории дифференцированной термической обработки прокатных валков - ДТО) рекомендует следующий режим нагрева: до 960С по металлу за 3ч и выдержка в течение 1ч при температуре поверхности валка 960С. скорость нагрева (менее 140С/ч) довольно мала и ограничивается, по-видимому, возможностями применяемой системы отопления с радиационными горелками. При таком нагреве возникающие максимальные растягивающие напряжения, которые формируются в конце выдержки, очень малы (в пределах 180 МПа для всех диаметров). Таким образом, с точки зрения безопасности режим градиентного нагрева существенно менее напряжен, чем режим предварительного подогрева. При заданном режиме поверхностный слой валков разных диаметров прогревается на 140-160 мм.

Проектируемая ПСН, оборудованная скоростными горелками, по данным базового варианта может обеспечить скорость подъема температуры поверхности бочки валка вплоть до 300С/ч (по металлу). Для определения рационального диапазона параметров нагрева разработчиками базового варианта (фирма «Термосталь» г. Санкт-Петербург) выполнен цикл расчетов нагрева валков из стали 75ХМФ до 950С по поверхности бочки с варьированием диаметра валков D=1200, 1600, 2000 мм, температуры предварительного подогрева Т_П=400, 450, 500С и скорости нагрева по металлу V_Н=100, 200, 300С/ч. При этом фиксировался критический размер дефекта для всех режимов.

Результаты расчетов приведены на рисунке 1.2, где хорошо видно влияние масштабного фактора: с ростом диаметра форма зависимости критического дефекта от скорости нагрева меняется на противоположную. Если для диаметра 1200 мм Д_КР уменьшается при увеличении скорости нагрева, для диаметра 1600 мм зависимость немонотонна, то для диаметра 2000 мм размер критического дефекта увеличивается с ростом V_Н.

При выборе оптимального сочетания Т_П и V_Н предварительно можно руководствоваться формальным ограничением на уровень допустимых дефектов по ОСТ 24.023.33-86 «Ультразвуковой контроль ВХП», который допускает для валков диаметром свыше 1200 мм одиночные несплошности с эквивалентным диаметром до 200 мм. Принимая это ограничение, можно видеть из рисунка 1.2, что применение максимально возможной интенсивности нагрева (300С/ч по металлу) допустимо при Т_П=480С, 450С и 400С для валков диаметром соответственно 1200, 1600 и 2000 мм.

Рисунок 1.2 - Распределение температуры в поверхностном слое валков диаметром 1200, 1600 и 2000 мм из стали типа 75ХМФ в конце градиентного нагрева.

Следует подчеркнуть, что реальное проектирование режима нагрева возможно только после определения реально возможной максимальной интенсивности нагрева в ходе теплотехнических испытаний ПСН, а также реальной трещиностойкости металла в сердцевине валков из разных марок стали, подвергнутых улучшению.

Продолжительность выдержки при поддержании температуры бочки валка на уровне температуры нагрева Т_Н зависит от желаемой глубины прогрева поверхностного слоя до температуры аустенизации А_С3. В свою очередь, оптимальная величина прогрева зависит от прокаливаемости стали и интенсивности охлаждения. Суть процесса заключается в следующем.

При увеличении глубины аустенизированного слоя растет и глубина закаленного слоя, но только до определенной величины, ограниченной возможностями стали (прокаливаемостью) и спрейерной установки (максимальной интенсивностью охлаждения).

Рост глубины прогрева свыше этого оптимального значения приводит к накоплению излишнего тепла в валке, что начинает снижать скорость охлаждения на границе закаленного слоя, повышает температуру на оси валка и приводит к росту остаточных напряжений. Вкратце этот принцип следует охарактеризовать так: не следует прогревать валок больше необходимого.

В качестве иллюстрации на рисунке 1.3 для валка диаметром 1200 мм показаны зависимости глубины аустенизированного слоя L_А и закаленного слоя L_З (закаленным слоем условно принят слой с твердостью выше 45HS, что соответствует наличию в структуре не менее 50% бейнитно-мартенситной смеси) от продолжительности нагрева при температуре поверхности Т_Н=950С (сталь 75ХМФ) и Т_Н=920С (сталь 90ХФ). Нагрев до температуры Т_Н проводился со скоростью 300С/ч по металлу, охлаждение - с максимально возможной для данной спрейерной установки, которая допускает проводить охлаждение с максимальной плотностью орошения от 1.14 кг/м²с (валок диаметром 2000 мм) до 1.9 кг/м²с (валок диаметром 1200 мм).



Рисунок 1.3 - Зависимость глубины аустенизированного слоя L_З (а) и температуры центра Т_Ц (б) от продолжительности прогрева при градиентном нагреве валка диаметром 1200 мм.

Из рисунка 1.3 видно, что увеличение продолжительности прогрева свыше 1 ч практически не увеличивает глубину закаленного слоя для валка из стали 75ХМФ и 90ХФ. При этом прогрев свыше 1.5 ч даже снижает глубину закаленного слоя в валке из стали 90ХФ. Дополнительным аргументом в пользу ограничения продолжительности нагрева служит тот факт, что при выдержке температура центра растет довольно интенсивно, что будет сопровождаться увеличением остаточных напряжений.

При выборе оптимальной продолжительности прогрева следует учитывать, что с ростом выдержки при температуре аустенизации увеличиваются остаточные напряжения в валке после закалки, поэтому этот параметр надо выбирать с учетом ограничений на уровень остаточных напряжений.

В свою очередь, уровень остаточных напряжений можно определить, только выбрав режим охлаждения, который зависит от режима нагрева. Таким образом, параметры нагрева и охлаждения оказываются взаимозависимыми. Это означает необходимость многовариантных (многопараметрических) расчетов на стадии проектирования режима для определения оптимальных значений параметров ДТО.

1.2 Назначение, структура и состав АСУ ПСН

1.2.1 Назначение

ПСН предназначена для скоростного нагрева бочки валка (предварительно подогретого в печи с выкатным подом до температуры 400-550С) с постоянной скоростью 100-300С/ч (по металлу) до температуры закалки 920-970С и последующей выдержкой в течение 45-60 мин. В результате нагрева в ПСН в валке формируется градиентное распределение температуры с прогревом поверхностного слоя на заданную глубину.

Спрейер предназначен для регулируемого охлаждения бочки валка, при этом на первом этапе используется интенсивное водяное охлаждение с максимальным расходом воды в течение 30-60 мин. На втором этапе применяется мягкое водо-воздушное охлаждение с регулируемым расходом воды в течение 75-145 мин.

Оборудование системы управления (СУ) ПСН предназначено для управления тепловым режимом печи скоростного нагрева в ручном и автоматизированном режиме.

Оборудование СУ спрейера предназначено для управления режимом охлаждения на спрейерной установке в ручном и автоматизированном режиме.

Оборудование системы управления предназначено для работы в следующих условиях:

номинальное значение климатических факторов внешней среды по ГОСТ 15150-69, ГОСТ 15543-70 для климатического исполнения У;

температура окружающей среды от +5С до +50С, окружающая среда не взрывоопасная, с содержанием коррозионно-активных агентов в атмосфере типов I и II по ГОСТ 15150-69, верхняя концентрация инертной пыли (в т.ч. токопроводящей) в воздухе не более 10 мг/м;

питание осуществляется от трехфазной сети переменного тока;

колебания напряжения питания относительно номинального в пределах 0,85 - 1,1;

по способу обслуживания шкафов и пультов с размещенными в них техническими средствами АСУ выполнены одностороннего обслуживания с доступом спереди;

для защиты персонала от поражения электрическим током при прикосновении к электрооборудованию и для уменьшения помех в цепях управления применена система шин для заземления и выравнивания потенциала PE, заземление экранов кабелей и проводов.

1.2.2 Структура и состав АСУ

Работа автоматизированных систем управления СУ ПСН и СУ спрейера основана на принципах управления технологическими процессами с использованием одного микропроцессорного контроллера, осуществляющего одновременное управление обеими установками в реальном масштабе времени. Для связи между отдельными электронными устройствами системы управления (контроллер, децентрализованная периферия, панель оператора и промышленный компьютер) организованы локальные сети управления MPI и Profibus DP (Европейский стандарт EN 50 170).

Архитектура системы управления построена по двухуровневой схеме:

нижний уровень управления;

средний уровень управления.

Нижний уровень управления (НУУ) включает в себя модули микропроцессорного контроллера SIMATIC S7 - 315 DP с цифровыми и аналоговыми входами-выходами и его децентрализованную периферию (удаленные входы-выходы), объединенную сетью PROFIBUS DP. Оборудование НУУ осуществляет сбор информации с пультов, шкафов и датчиков, ее предварительную обработку и передачу на средний уровень управления, а также выдачу управляющих воздействий на исполнительные механизмы установки в зависимости от алгоритма управления.

Средний уровень управления (СУУ) представляет собой промышленный компьютер SIMATIC RI25P, панель оператора ОР7 и микропроцессорный контроллер SIMATIC S7-315DP объединенные сетью MPI. Оборудование СУУ предназначено для ввода параметров технологического процесса, программного управления, контроля, диагностики и протоколирования хода технологического процесса .

В состав системы управления входят:

шкаф контроллера;

шкаф электрооборудования, КИП и А;

шкаф компьютерный;

пульт управления;

датчики технологических параметров и электрооборудование на механизмах ПСН и спрейерной установки.



1.2.3 Управление тепловым режимом ПСН с помощью системы управления на базе микропроцессорного контроллера

Система управления тепловым режимом ПСН реализована на принципах управления технологическим процессом в режиме реального времени на базе микропроцессорного контроллера и предназначена для решения следующих задач:

подготовки и задания переменных технологического процесса и настройки параметров регулирования;

управления автоматикой безопасности печи;

управления розжигом горелок;

регулирования температуры поверхности бочки прокатного валка или температуры печи;

регулирования соотношения «газ-воздух»;

регулирования давления в рабочем пространстве печи;

визуализации, контроля, диагностики и протоколирования хода технологического процесса.

В состав системы управления функционально входят следующие подсистемы:

подсистема измерения технологических параметров;

подсистема визуализации, контроля, диагностики и протоколирования;

подсистема автоматического регулирования;

подсистема автоматики безопасности.

1.2.4 Подсистема измерения технологических параметров

Подсистема измерения технологических параметров предназначена для сбора и обработки информации от аналоговых и дискретных датчиков технологического процесса.

К контролируемым аналоговым параметрам относятся:

температура газовой среды в трех точках рабочего пространства печи (около торцевых стенок и посередине печи);

температура поверхности нагреваемого металла;

температура отходящих газов перед дымовым клапаном;

температура отходящих дымовых газов после воздушного клапана на дымопроводе;

давление в рабочем пространстве печи:

расход газа на печь;

расход воздуха на печь;

положение заслонок газа, воздуха и дымоудаления.

Контроль температуры в рабочем пространстве печи осуществляется с помощью термопар типа ТПР-1788.

Контроль температуры нагреваемого металла производится автоматическим оптическим пирометром ARDOCELL PZ20 фирмы Siemens.

Контроль температуры отходящих газов осуществляется с использованием термопар ТХА-2388.

Давление в печи измеряется измерительным преобразователем «Сапфир-22М-ДИВ»

Расход газа и воздуха измеряется перед регулирующими органами комплектом приборов, состоящих из зондов измерения расхода SDF фирмы SKI и измерительных преобразователей SITRANS P фирмы Siemens, размещенных по месту на трубопроводах газа и воздуха. Применение зондов обусловлено необходимостью минимизации потерь давления по воздушному тракту печи и существенно более широким в сравнении с измерительными диафрагмами диапазоном измерения. Программой контроллера предусматривается демпфирование мгновенных (текущих) измерений значений расхода газа и воздуха для сглаживания пульсации результатов.

Положения заслонок газа, воздуха и дымоудаления, связанных через тяги с исполнительными механизмами контролируется блоками БСПТ-10 встроенными в МЭО.

К контролируемым дискретным параметрам относятся информационные сигналы:

положение и состояние вспомогательных механизмов печи;

минимальное и максимальное открытие МЭО;

наличие срабатывания электромагнитных клапанов горелок;

наличие контроля факела горелок и сигналов с датчиков автоматики безопасности;

текущее состояние кнопок управления.

Информация о положении и состоянии вспомогательных механизмов печи поступает на входы контроллера с сухих контактов промежуточных реле и служит для целей диагностики.

Сигналы о минимальном и максимальном открытии МЭО поступают при срабатывании их встроенных конечных выключателей и служат для ограничения хода исполнительных механизмов.

Наличие срабатывания электромагнитных клапанов фирмы Kromschroeder контролируется встроенными указателями положения.

Наличие пламени факела горелок контролируется приборами Ф34.3.

Текущее состояние каждой кнопки управления постоянно отслеживается контроллером и при его изменении производятся действия в соответствие с функциональным назначением соответствующей кнопки.

1.2.5 Подсистема визуализации, контроля, диагностики и протоколирования

Подсистема визуализации, контроля, диагностики и протоколирования предназначена для организации доступа в диалоговом режиме оператора-технолога и мастера КИП и А печи к выполнению операций предусмотренных технологией при работе ПСН. В состав подсистемы функционально входят промышленный компьютер SIMATIC RI 25P (компьютер) и панель оператора SIMATIC OP7 (панель оператора ОР7), работающие под управлением контроллера SIMATIС S7-315 DP (контроллер), все оборудование фирмы Siemens.

Компьютер и панель оператора ОР7 выполняют функцию отображения переменных технологического процесса (температура, давление и т.д.), ввода технологии, параметров (задания регуляторам, настроечные коэффициенты и т.д.) и служат как средство для выдачи управляющих команд на контроллер под управлением оператора-технолога.

Для мастера КИП и А предусмотрена возможность изменения настройки параметров регуляторов, параметров вентиляции, розжига и т.д., а также изменения конфигурации компьютера и панели оператора ОР7 (работа с аварийными сообщениями, изменение паролей, установка времени и т.д).

При работе ПСН система диагностики контроллера осуществляет непрерывной контроль за состоянием механизмов и параметров технологического процесса и управляет выдачей текстовых сообщений на монитор компьютера и панель оператора ОР7, а также световой и звуковой сигнализацией.

После запуска режима печи по температурно-временному графику производиться протоколирование хода технологического процесса с записью на жесткий диск памяти промышленного компьютера.

1.2.6 Подсистема автоматического регулирования

Подсистема автоматического регулирования предназначена для управления тепловым режимом печи и включает в себя три контура регулирования:

контур регулирования температуры печи,

контур регулирования соотношения «газ-воздух»;

контур регулирования давления в печи.

Регулирование температуры в печи осуществляется путем воздействия на исполнительный механизм, связанный регулируемой тягой с заслонкой на газопроводе, в функции изменения температуры печи по температурно-временному графику нагрева. Задание регулятору формируется в контроллере по алгоритму управления в виде единичных значений в зависимости от заданной технологии (изменение задания температуры по скорости или во времени).

Регулирование соотношения “газ - воздух” осуществляется путем воздействия на исполнительный механизм, связанный регулируемой тягой с заслонкой на воздушном трубопроводе, в функции каскадной схемы регулирования соотношения газовоздушной смеси. По этой схеме ведущий регулятор (температуры) работает в функции изменения температуры печи по температурно - временному графику нагрева и при этом формирует текущее задание ведомому (соотношения “газ-воздух”) по графику соотношения расходов газа и воздуха, а ведомый регулятор в свою очередь формирует управляющее воздействие на исполнительный механизм.

Регулирование давления в рабочем пространстве печи осуществляется в функции поддержания постоянным заданного давления в печи, путем воздействием на исполнительный механизм связанный регулируемой тягой с заслонкой дымоудаления.

Элементы подсистемы автоматического регулирования унифицированы и состоят из бесконтактных тиристорных реверсивных пускателей ПБР и исполнительных электрических механизмов МЭО. Контроль положения исполнительного органа ведется через токовый датчик обратной связи и индицируется на соответствующем экране компьютера или панели оператора ОР7.

Управление исполнительными механизмами возможно и при отключенных регуляторах - в ручном режиме, дистанционно, с технологической клавиатуры панели оператора ОР-7 или с клавиатуры компьютера.



1.2.7 Подсистема автоматики безопасности

Подсистема автоматики безопасности предназначена для эксплуатации в составе оборудования печи скоростного нагрева. Функционально аппаратная часть автоматики безопасности работает автономно от контроллера и управляет электромагнитом, устанавливаемым на предохранительно-запорном клапане на вводе газа к печи.

Схема безопасности реализована на базе контроллера “LOGO!” фирмы Siemens . Контроллер “LOGO! “ представляет собой логическое устройство с 12 дискретными входами (24В),8 релейными выходами и реализует алгоритм управления отсечным газовым клапаном печи и аварийной звуковой и световой сигнализацией.

Включение электромагнита отсечного газового клапана осуществляется кнопкой «Отсечной клапан. Включить». Включение отсечного клапана возможно в том случае, если не выполняются условия отсечки газа.

Отсечка газа осуществляется в следующих случаях:

при понижении давления газа после регулятора давления ниже допустимого предела;

при повышении давления газа после регулятора давления выше допустимого предела;

при понижении давления воздуха в воздухопроводе печи ниже допустимого предела;

при нажатии кнопки «Отсечной клапан. Отключить»;

при нажатии кнопки «Аварийный стоп»;

при сигнале от контроллера «Газ отключить» (данный сигнал выдается контроллером при погасании факелов горелок или при падении давления в печи ниже аварийно допустимого предела).

При срабатывании отсечного клапана выдается звуковой сигнал и загорается лампа, сигнализирующая о причине отсечки газа:

при понижении давления газа после регулятора давления ниже допустимого предела - лампа «Давление газа мало»;

при повышении давления газа после регулятора давления выше допустимого предела - лампа «Давление газа велико»;

при понижении давления воздуха в воздухопроводе печи ниже допустимого предела - лампа «Давление воздуха мало»;

при нажатии кнопки «Отсечной клапан. Отключить», при нажатии кнопки «Аварийный стоп» и при сигнале от контроллера «Газ отключить» - лампа «Отсечка газа».

1.3 Анализ существующей системы управления и постановка задачи проектирования

Существующая в базовом варианте система управления печью ПСН обладает рядом достоинств и недостатков. К достоинствам следует отнести централизованное управление всем участком ДТО от одного контроллера, высокую степень автоматизации процесса нагрева валка и механизации загрузочно-разгрузочных работ.

К недостаткам такой системы можно отнести следующие:

применение электроприводов вращения и ориентирования, имеющих значительные габариты, стоимость и обладающие значительно меньшей надежностью в сравнении с аналогичными гидравлическими приводами;

применение электрических регулирующих механизмов в магистралях подачи газа и воздуха, обеспечивающих регулирование в очень узком диапазоне;

отсутствие синхронизации работы приводов и регуляторов подачи газовоздушной смеси;

отсутствие контроля потребления энергоносителей (природного газа и электроэнергии);

применение в системе управления дорогостоящего импортного оборудования.

Следовательно, проектируемая система должна быть, по возможности избавлена от этих недостатков или, по крайней мере, сводить их к минимуму. Основными задачами проектирования являются:

разработка следящей системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей для снижения себестоимости конечного продукта - валков для прокатных станов;

замена электрических приводов на гидравлические, обладающие меньшими габаритами (не требуется установки редукторов и других передаточных механизмов), стоимостью (реализованы на аппаратуре отечественного производства) и надежностью;

установка регуляторов подачи газовоздушной смеси с пропорциональным электрическим управлением, обеспечивающих регулирование в широком диапазоне с высокой точностью;

обеспечение синхронизации работы приводов и регуляторов подачи для поддержания процесса прогрева валка с оптимальными параметрами;

обеспечение минимальных затрат на установку самой системы путем возможно минимального изменения уже существующей - т.е. без изменения общей структуры участка в целом и печи в частности.

2. Расчетно-конструкторская часть

2.1 Проектирование гидроприводов вращения валка и торцового ориентирования

2.1.1 Гидропривод вращения валка

По заданному значению усилия на опорных роликах привода М_макс=1300Нм и заданной (максимальной) скорости вращения валка V_макс=1с^-1 выбираем исполнительный орган - гидромотор высокомоментный типа ГРВ-600, имеющий следующие технические характеристики (таблица 2.1).

Таблица 2.1 - Технические характеристики гидродвигателя ГРВ-600

Параметр	Ед. изм.	Значение
Максимальный вращающий момент на валу ротора	Нм	1650
Номинальный вращающий момент на валу ротора	Нм	1500
Рабочее давление	МПа	32
Максимальная частота вращения вала ротора	С-1	4
Рабочий объем	М3/об	52610-6
Номинальный расход рабочей жидкости	М3/с	0,87
Механический КПД		0,975
Объемный КПД		0,87
Максимально допустимая температура рабочей жидкости	С	120
Рекомендуемые типы рабочей жидкости		И20, И40, АИМ

Определение входных и выходных параметров исполнительного органа (ИО).

Давление на входе ИО (при условии, что давление на выходе равно 0):

14,83(МПа) (2.1),



где М_MAX - момент сопротивления на валу мотора, Нм;

V_Г - рабочий объем мотора, м³/об;

_М - механический КПД мотора.

Расход рабочей жидкости на входе и выходе гидромотора:

(м³/с) (2.2);

(м³/с) (2.3),

где _MAX - максимальная скорость вращения ротора, с^-1;

_О - объемный КПД гидромотора.

Потери давления по длине трубопровода и в местных гидравлических сопротивлениях по данным проектного варианта печи (Фирма «Термосталь» г. Санкт-Петербург) составляют порядка p_LИС=0.64 МПа.

Выбор гидравлической аппаратуры и определение потерь давления в гидроаппаратах. По полученным значениям давления (2.1) и расхода (2.2) выбираем гидравлическую аппаратуру (гидравлическая принципиальная схема приведена на листе 3 графической части дипломного проекта):

Фильтр напорный типа 1П110.19.00.190;

Гидравлический замок типа ЗГД-10-4;

Регулятор расхода типа ДВП-25;

Дросселирующий распределитель типа РП-20.

Таблица 2.2 - Технические характеристики гидроаппаратуры

Параметр	Ед.изм	Фильтр 1П110.19.00.190	Замок ЗГД-10-4
Давление паспортное	МПа	32	25
Расход рабочей жидкости паспортный	М3/с	23,310-4	6,6710-4
Потери давления	МПа	0,2	0,7
Утечки рабочей жидкости	М3/с	4,110-6	7,310-6



Таблица 2.3 - Технические характеристики гидроаппаратуры с пропорциональным электрическим управлением

Параметр	Ед.изм.	ДВП-25	РП-20
Давление номинальное	МПа	32	32
Расход паспортный	М3/с	3310-4	5010-4
Потери давления	МПа	0,3	0,7
Потери рабочей жидкости	М3/с	-	1310-6
Диаметр условного прохода	м	2510-3	2510-3
Площадь сечения условного прохода (средняя)	М2	4,910-4	4,910-4
Ход золотника управления	м	1,610-3	0,810-3
Диаметр управляющего золотника (диаметр проходной щели)	м	1010-3	(0,810-3)
Диаметр регулирующего золотника	м	2510-3	4510-3
Коэффициент обратной связи	А/мм	0,26	0,23
Масса управляющего золотника	кг	1	2,3

Определяем потери давления в гидроаппаратах:

в напорном фильтре:

(Па);

в гидравлическом замке:

(Па);

в регуляторе расхода:

(Па)



Суммарные потери давления в гидроаппаратуре:

(Па).

Выбор регулирующего органа: по рассчитанным значениям давления и расхода выбираем дросселирующий гидравлический распределитель с пропорциональным электрическим управлением типа РП-20, имеющий следующие технические характеристики (таблица 2.3). Потери давления в гидрораспределителе:

(Па).

Определяем параметры насосной установки.

Максимальное давление на выходном патрубке насоса:

(Па);

минимальное:

(Па).

Требуемая подача насоса:

,

где Q_У=Q_Ф+Q_ГЗ+Q_ГР=24,410^-6 (м³/с)- утечки рабочей жидкости в гидроаппаратах (паспортные);



(м³/с).

Механические и скоростные характеристики спроектированного гидропривода рассчитаем с помощью программного продукта SPEED (ДП10.00094.01ПД) - рисунки 2.2 и 2.3.

2.1.2 Гидропривод торцового ориентирования

Гидравлическая принципиальная схема приведена на листе 3 графической части дипломного проекта.

По заданному значению усилия на штоке гидроцилиндра привода торцового ориентирования F_MAX=425.76 кН и допустимой скорости движения штока при ориентировании _MAX=0.005 м/с выбираем исполнительный орган - гидроцилиндр 1П110.16.10.000 производства НКМЗ (разработан для шахтного проходческого комбайна средней серии 1П110, привод подъема стрелы с резцовыми коронками), имеющий следующие технические характеристики - таблица 2.4. Одним из существенных преимуществ данного гидроцилиндра являются его незначительные габариты при большом развиваемом усилии, что особенно важно - привод торцового ориентирования предполагает малые перемещения (до 500 мм) довольно тяжелых прокатных валков (массой до 150000 кг).

Определение входных и выходных параметров гидроцилиндра. Давление р_Б на входе в поршневую полость (при условии, что давление на выходе р_В=0):

(Па), (2.4)

где S_Б - площадь поршневой полости гидроцилиндра, м²;

_М - механический КПД гидроцилиндра.

Расход на входе и выходе гидроцилиндра:

(М³/С), (2.5)

(М³/С).

Таблица 2.4 - Технические характеристики гидроцилиндра 1П110.16.10.000

Параметр	Ед. изм.	1П110.16.10.000
Количество	Шт.	2
Рабочее давление	МПа	14
Диаметр поршня	мм	220
Диаметр штока	мм	110
Ход поршня	мм	550
Объем поршн. полости	л	20.9
Объем шток. полости	л	15.8
Усилие толкающее	кН	532.2
Усилие тянущее	кН	399.1
Площадь поршн. полости	м2	0.038
Площадь шток. полости	м2	0.0285
Ном. расход	л/мин	69



Потери давления по длине трубопровода и в местных гидравлических сопротивлениях по данным базового варианта печи составляют р_дс=0.08310⁶ Па.

Выбор гидравлической аппаратуры и определение потерь давления в гидроаппаратах.

По полученным значениям давления (2.4) и расхода (2.5) выбираем необходимую аппаратуру [1]:

фильтр напорный Ф1 типа 1П110.19.00.190 с эксплуатационными характеристиками - таблица 2.5

замки гидравлические ЗМ2, ЗМ3 типа ЗГД-10-4 с эксплуатационными характеристиками - таблица 2.5

дроссели односторонние ДРК1, ДРК2 типа П110.16.00.140 с эксплуатационными характеристиками - таблица 2.5

регулятор расхода РП с пропорциональным электрическим управлением типа ДВП25 с характеристиками - таблица 2.6

Таблица 2.5 - Технические характеристики гидроаппаратуры

	РК, МПа	QК, м3/с	рК, МПа	QУ, м3/с
1П110.19.00.190	32	23.310-4	0.2	4.110-6
ЗГД-10-4	25	6.6710-4	0.7	7.310-6
П110.16.00.140	25	23.310-4	0.43	1.510-6
П110.16.00.160	25	6.310-4	0.2	0.910-6

Таблица 2.6 - Технические характеристики гидроаппаратуры с пропорциональным электрическим управлением

Параметр	Ед. изм.	ДВП-25	РП20
Ном. давление	МПа	32	32
Ном. расход	м3/с	3310-4	5010-4
Потери давления	МПа	0.3	0.7
Расход утечек	м3/с	-	1310-6
Диаметр условного прохода	мм	25	25
Площадь условного прохода	м2	4.910-4	4.910-4
Диаметр основного золотника	мм	25	45
Ход основного золотника	мм	6.2	3.5
Диаметр золотника управления	мм	10	0.8(диаметр сопла)
Ход золотника управления	мм	1.6	0.8
Коэффициент обратной связи		0.26	0.23
Масса основного золотника	кг	1	2.3

Потери давления в напорном фильтре:

(Па);

потери давления в гидравлическом замке:

(Па);

потери давления в дросселе одностороннем:

(Па);

потери давления на регуляторе расхода:

(Па).

Суммарные потери давления в гидроаппаратуре:

р_АП=р_Ф+р_ГЗ+р_ДР+р_РП=0.19610⁶ (Па).



Выбор регулирующего органа. По рассчитанным значениям давления и расхода выбираем дросселирующий гидравлический распределитель с пропорциональным электрическим управлением типа РП20, имеющий следующие характеристики - таблица 2.6 потери давления в гидрораспределителе:

(Па).

Определяем выходные параметры насосной установки. Максимальное давление на выходном патрубке:

р_АМАХ=р_АП+р_ДС+р_ГР+р_Б=12.110⁶ (Па);

минимальное:

р_АМIN=р_АП+р_ДС+р_ГР=0.28210⁶ (Па).

Требуемая подача насоса:

Q_AMAX=Q_Б+Q_У,

где Q_У=Q_У.АП=25.910^-6 м³/с - суммарный расход утечек в гидроаппаратах.

Q_АМАХ=3.4210^-4+25.910^-6=3.6710^-4 (м³/с).

Площадь условного прохода дросселя:



м².

Рисунок 2.4 - Механические характеристики привода торцового ориентирования

Рисунок 2.5 - Скоростные характеристики привода торцового ориентирования

2.1.3 Определение параметров насосной установки

Исходя из анализа работы печи, делаем вывод, что одновременная работа трех гидравлических приводов (вращения валка, торцового ориентирования и подъема крышки) невозможна. Тогда необходимая подача на выходном патрубке насоса будет равна наибольшему из расходов гидроприводов (привода вращения валка, в котором установлены два гидромотора), а требуемое давление - наибольшему из требуемых давлений на исполнительных органах (гидродвигатели привода вращения валка):

Q_АМАХ=Q_БМАХ=5.2610^-42=10,5210^-4 (м³/с),

р_АМАХ=р_БМАХ=14.8310⁶(Па),

где Q_БМАХ - наибольший из расходов приводов;

р_БМАХ - наибольшее из давлений в приводах.

По значениям расхода и давления выбираем трехсекционный шестеренный насос типа НШ-63-63-50 с номинальным давлением р_А=16 МПа и расходами по секциям (14.5-14.5-11.5) м³/с.

Определим необходимую мощность на валу насоса:

(кВт),

где =0.86 - полный КПД насоса.

Выбираем приводной двигатель для насосной установки типа 2ЭДКОФ250М4У2.5 исполнения JM4001.

Одна секция насоса с расходом 14.510^-4 м³/с работает на привод вращения валка, другая с расходом 14.510^-4 м³/с работает на привод торцового ориентирования и третья - на привод подъема крышки печи (в данном проекте не расчитывался).



2.1.5 Динамический расчет гидроприводов

Составляем расчетную функциональную схему гидропривода:

Рисунок 2.6 - Расчетная функциональная схема гидропривода

передаточная функция генератора тока управления,

k_Y = I_ВЫХ/U_ВХ = 0.85/10 = 0.085 (А/В)

коэффициент передачи генератора тока;

постоянная времени генератора тока - Т_У = 0.002 с -

передаточная функция пропорционального электромагнита,

k_ПЭ = x₀/I_ВЫХ = 1.610^-3/0.85 = 1.8810^-3 (м/А)

коэффициент передачи электромагнита;

Т_Э = L_МАГН/R_МАГН = 0.01c - постоянная времени электромагнита.

Таким образом:

.

передаточная функция гидравлического потенциометра с обратной связью,

коэффициент передачи потенциометра:

= 538.08 (м²/c);

k_Д = k_Px₀/p_ВХ = 538.0810^-3/14.110⁶ = 0.0310^-6 (м⁵/Нс);

= 15.910^-4 (м²);

= 64.0510⁵ (Н/м);

k_П = 4.52;

= 210^-3 (с)



постоянная времени потенциометра;

относительный коэффициент демпфирования колебаний.

.

передаточная функция основного золотника.

Для привода вращения валка:

k₃ = Q_Б/L = 0.098;

для привода торцового ориентирования:

k₃ = Q_Б/L = 0.049.

передаточная функция гидроцилиндра и гидромотора.

Для привода торцового ориентирования:

= 26.31 (м^-2)

коэффициент передачи гидроцилиндра;



= 22.110³ (Н/м)

жесткость гидроцилиндра;

= 1.23 (с)

постоянная времени гидроцилиндра;

= 0.28

относительный коэффициент демпфирования колебаний;

.

Для привода вращения валка аналогично:

.

передаточная функция звена для получения выходного параметра - скорости. Принимаем дифференцирующее звено с глубиной дифференцирования а=1 и постоянными времени Т₁=Т₂=0.1:



.

Т.к. в приводе последовательно включены два звена второго порядка, то в области высоких частот ЛАЧХ привода будет иметь наклон порядка -120 dB/дек, что неприемлемо для приводов (рисунок 2.7).

Желаемая ЛАЧХ для медленных приводов имеет вид - рисунок 2.8.

Рисунок 2.7 - ЛАЧХ и ЛФЧХ гидропривода без корректирующих звеньев

Рисунок 2.8 - Желаемые ЛАЧХ и ЛФЧХ гидропривода с корректирующими звеньями и обратной связью по скорости



Для получения наклона в области высоких частот порядка -40...-60 dB/дек необходимо включение корректирующих дифференцирующих звеньев (+20 dB/дек). Определение параметров корректирующих звеньев производим по методике [2] с помощью программы SIAM (рисунки 2.9, 2.10).

Рисунок 2.9 - ЛАЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена №1

Рисунок 2.10 - ЛАЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена №2



Рисунок 2.11 - График переходного процесса в гидроприводе торцового ориентирования

Рисунок 2.12 - График переходного процесса в гидроприводе вращения валка

Проанализировав полученные графики переходных процессов, можно сделать следующие выводы:

время переходного процесса, до входа заданного параметра в 5% зону для привода вращения валка t_ПП2.1 с; для привода торцового ориентирования - t_ПП1.8 с, что для данного объекта, рабочий цикл которого составляет для разных марок стали и типоразмеров валков от 4-5 до 24 часов, является вполне приемлемой величиной;

колебательность, проявляющаяся при разгоне приводов, не превышающая 1% при заданном желаемом значении 20%, значительно ниже и при высокой инерционности приводов влияния на качество переходного процесса не окажет.

Таким образом, спроектированные приводы являются высококачественными, удовлетворительными по мощности, потреблению энергоносителей, качеству переходных процессов в динамических режимах (разгон-торможение) и высокому постоянству поддержания заданного параметра (скорости и отработки положения) в статических (рабочих) режимах.

Кроме того, в составе приводов отсутствуют дорогостоящие импортные электрические и гидравлические аппараты (в отличие от базового варианта, на котором установлены аппараты немецкой фирмы “KromSchroder”), что существенно снижает стоимость как самих приводов, так и автоматизированных систем управления ими.

2.2 Поверочный расчет тепловых режимов в ПСН

Нагрев металла в печах - распространенная операция (применяется при отжиге, нормализации, плавке и т.д.). Металл желательно нагревать быстро, т.к. в этом случае уменьшается его угар, увеличивается производительность печи и уменьшается удельный расход топлива на нагрев. Из этих соображений целесообразно выбирать оптимальный температурный режим печи, обеспечивающий, с одной стороны, быстрый нагрев металла, а с другой, не создающий в нагреваемом металле чрезмерных механических напряжений, которые могут привести к образованию трещин.

При рассмотрении процесса нагрева металла в печи необходимо учитывать законы теплового излучения, передачу теплоты теплопроводностью и конвекцией, движение газов в печном пространстве, взаимодействие печных газов с металлом и т.д. Процессу теплообмена должны быть подчинены: горение топлива - превращение химической энергии в тепловую, движение газов в рабочем пространстве печи и т.д.

Конструкции промышленных печей постоянно совершенствуются в направлении интенсификации процессов теплообмена при непрерывном повышении уровня их автоматизации и механизации.

Данные рассуждения вылились в современную теорию печей [3], основные принципы которой заключаются в следующем:

создание наилучших условий для обеспечения максимального теплового потока к нагреваемому материалу;

интенсивный подвод теплоты в печь при возможно более полном ее использовании в рабочем объеме печи;

обеспечение развитого принудительного движения газов в печи;

совмещение топочного пространства с рабочим пространством печи;

возможно более полная герметизация печи для устранения выбивания печных газов и подсасывания атмосферного воздуха.

Проведем упрощенный поверочный расчет теплового режима для прогрева валка из стали 75ХМФ диаметром 1200 мм на глубину 120 мм до температуры 920С. К горелкам печи подводится газовоздушная смесь, содержащая 10% природного газа (в расчетах принимаем метан) и 90% атмосферного воздуха. Теплота, выделяемая при горении 1кг такой смеси:

(Дж),



где q_МЕТ - удельная теплота сгорания метана.

Потери теплоты на нагрев воздуха, подходящего к горелке не учитываем, считая, что он полностью расходуется на поддержание горения и в процессе передачи тепла к валку не участвует.

Теплота, необходимая для прогрева валка с указанными выше параметрами:

,

где с_СТАЛЬ - удельная теплоемкость стали 75ХМФ,

с_СТАЛИ=0.385 кДж/кгС;

m_ВАЛКА - масса прогреваемой части валка, кг;

Т₁=450С и Т₂=920С - соответственно начальная и конечная температура валка, С.

Определим (приблизительно) массу прогреваемой части валка:

,

где _СТАЛИ=7850 кг/м³ - плотность стали 75ХМФ;

V - объем прогреваемой части бочки валка, м³,

,

где h=1500 мм - длина бочки валка;

R=600 мм - внешний радиус бочки;

r=540 мм - внутренний радиус прогреваемой части.

(м³);

(кг);

(Дж).

Теплота от горелок к бочке валка передается конвекцией, теплопроводностью и излучением. В наибольшей степени сказывается конвекция и теплопроводность, причем теплопроводность оказывает скорее отрицательное влияние - из-за нагрева воздуха в рабочем пространстве печи до валка доходит гораздо меньшее количество теплоты, чем отдают горелки. Определим потери теплоты на нагрев воздуха в печи, учитывая, что он разогревается от нормальной температуры 20С до конечной температуры поверхности валка:

Обозначения аналогичны формуле (2. ).

(кг);

(Дж).

Если учесть постоянное вентилирование рабочего пространства печи, обеспечивающее трехкратный обмен атмосферы в течение часа, то получаем:

(Дж).

Таким образом, необходимое количество теплоты для нагрева валка:

(Дж).

Исходя из проведенных расчетов, определим необходимую величину подачи газовоздушной смеси к горелкам и необходимую скорость вращения валка для равномерного распределения градиента температур по поверхности бочки валка.

Как было указано выше, из проведенных экспериментальных исследований становится ясно, что оптимальным временем прогрева для валков из стали 75ХМФ является величина порядка 1.5 - 2 часа при интенсивности нагрева 250 - 300 С/ч.

Разность температур валка при его загрузке в ПСН и выдаче в спрейерную установку составляет 920-450=470 С. При прогреве с интенсивностью 250 С/ч время прогрева составит около 2 часов, учитывая возможные потери теплоты.

Определим необходимую подачу газовоздушной смеси. Потребление теплоты в час:

(Дж).

Учитывая КПД горелки, равный _ГОР=0.75, получаем:

(Дж).

Масса газовоздушной смеси:

(кг),

и ее объем:

(м³).



Таким образом, часовое потребление газовоздушной смеси составит 7.272 м³, из них: 0.7272 м³ - природного газа (метана) и 6.5448 м³ - воздуха для поддержания горения.

Для равномерного распределения градиента температур на поверхности бочки валка необходимо поддержание скорости вращения валка с заданной точностью на заданном уровне. В целом, закон изменения скорости вращения валка в зависимости от прогрева поверхностного слоя довольно сложен и описывается дифференциальными уравнениями II порядка, но для ориентировочного расчета применим упрощенную методику.

Допустимая неравномерность температуры по поверхности валка составляет _t=5С. Для нагрева на 5С необходимо сгорание 0.0033 кг газовоздушной смеси (или 0,0029 м³). При расходе R=7.272 м³/ч такое количество газа сгорит за

(ч) или t₅=39 (с).

Следовательно, за это время валок должен сделать три четверти оборота, отсюда, полный оборот будет совершен за

(с),

т.е. минимальная скорость вращения валка:

(с^-1).

При этом неравномерность распределения градиента температур по поверхности бочки валка составит не более _t=5С.



2.3 Требования к проектируемой системе управления, регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей

Исходя из проведенных выше расчетов и требований, указанных в задании на проектирование, можно сделать следующие выводы: