Реферати

Реферат: Назработка системи регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв піччю швидкісного нагріву

Внепечная обробка стали. Вибір і обґрунтування футеровки сталеразливочного ковша. Вибір дутьевих продувних пристроїв. Розрахунок основних параметрів обробки стали: розкислення і легування; процес десульфурації стали в ковші. Технологічні особливості внепечной обробки стали.

Павло Іванович Пестель у вітчизняній історіографії. Вітчизняна історіографія в дореволюційний період, оцінка діяльності й особистості П. И. Пестеля в цей період. Діяльність Пестеля в декабристському русі. Роль П. Пестеля в радянській і пострадянській історичній науці: порівняльна характеристика.

Нормування праці. Методи нормування витрат праці і якість норм праці. Сутність норми праці. Робоча сила і зайнятість населення. Функції, задачі, значення і принципи нормування праці. Організація оплати праці. Аналіз умов праці і виробничих можливостей.

Розрахунок платежів за споживання природних ресурсів в умовах підприємства по видобутку вогнетривкої глини відкритим способом розробки. Вогнетривка глина походження і застосування. Порядок стягнення плати за користування надрами для видобутку корисних копалин. Розрахунок плати за землекористування, водокористування і забруднення атмосфери. Зміни платежів при природоохоронних заходах.

Розробка уроку на тему: "Підготовка агрегатів для висіву насінь буряка". Роль майстра виробничого навчання в навчальному процесі. Виконання комплексної роботи з теми уроку: "Підготовка агрегатів для висіву насінь буряка". Підбор матеріально-технічних засобів і учбово-методичного оснащення з урахуванням преподаваної теми.

1 ТЕХНОЛОГІЧНА ЧАСТИНА

Світовий ринок пред'являє все більш високі вимоги до показників якості опорних валков прокатних станів (твердість, глибина загартованого шара, розподіл залишкових напружень).

Відомі наступні технології гартування прокатних валков: в електромасляних ваннах, струмами промислової частоти, струмами високої частоти, регульованим охолоджуванням водою, водовоздушной сумішшю і інш.

Одним з таких процесів є диференційована термічна обробка (надалі - ДТО) опорних валков прокатних станів. Технологічний процес ДТО направлений на зниження енергозатрат при нагріві валка до температури гартування за рахунок нагріву не всього об'єму валка, а лише поверхневого (що загартовується) шара.

З

уть ДТО полягає в наступному (схема і етапи режиму ДТО приведені на малюнку 1):

Малюнок 1.1 - Схема і етапи режиму ДТО

Етап 1 - попереднє підігрівання валка.

Виготовляється в термічній печі з викатним під з метою перекладу матеріалу серцевини валка в більш пластичний стан, здатне витримати високі розтягуючі напруги при подальшому інтенсивному нагріві в печі швидкісного нагріву (надалі - ПСН).

Раціональна среднемассовая температура попереднього підігрівання для всіх типоразмеров валков знаходиться в межах Тп500 С. Прі більш низьких температурах велика небезпека руйнування валка при швидкому нагріві бочки через недостатню пластичність слабо прогрітої серцевини валка. З зростанням температури попереднього підігрівання підвищуються залишкові напруження після ДТО і, отже, зростає імовірність руйнування валка після закінчення режиму. Необхідна рівномірність температури печі в кінці підігрівання5

Параметри нагріву валка визначаються мазкій сталі, вимогами по глибині активного (загартованого) шара, рівнем трещиностойкости металу центральної частини валка і розмірами можливих дефектів металургійного походження.

Оптимальна температура нагріву Тнвибіраєтся з розрахунку отримати максимальну закаливаемость, т. е. максимальну твердість структури, що утворюється в поверхневому шарі валка при гартуванні. Оптимальний режим нагріву складається з максимально інтенсивного нагріву поверхні бочки до температури Тні витримці при даній температурі до прогрівання на задану глибину. Обмежити інтенсивність нагріву можуть або можливості обладнання (потужність ПСН) або високі розтягуючі напруги, які виникають в центральній зоні валка при інтенсивному нагріві.

Етап 3 - витримка для забезпечення прогрівання бочки валка на задану глибину в ПСН.

Тривалість витримки при підтримці температури бочки валка на рівні температури нагріву Тнзавісті від бажаної глибини прогрівання поверхневого шара. У свою чергу, оптимальна величина прогрівання залежить від прокаливаемости стали і інтенсивності подальшого охолоджування.

Етап 4 - транспортування валка з ПСН в спрейерную установку.

Тривалість перенесення валка з ПСН до спрейерной установки повинна бути зведена до мінімуму. Це зумовлене тим, що на повітрі поверхневий шар валка швидко втрачає тепло.

Етап 5 - інтенсивне водяне охолоджування в спрейерной установці.

Проводиться з максимально можливою густиною зрошування з метою формування найбільш сприятливої структури і максимальної глибини активного шара.

Етап 6 - м'яке регульоване водовоздушное охолоджування в спрейерной установці з отогревом поверхні.

На цьому етапі продовжується примусовий теплосъем з поверхні валка теплового потоку, що поступає з внутрішніх шарів. Тривалість водовоздушного охолоджування визначається за умовою досягнення среднемассовой температури валка Т0(температури копежа).

Етап 7 - відпуск в печі з викатним під.

Температура і тривалість відпуску визначаються виходячи з вимог на твердість бочки валка.

Новокраматорский машинобудівний завод - лідер вітчизняного машинобудування - є одним з ведучих постачальників валков прокатних станів як для України, так і в країни ближнього і дальнього зарубіжжя. Заводом успішно освоєні перераховані вище технології.

Технологія ДТО реалізована на дільниці ДТО, яка включає в себе дві термічні печі з викатним під, піч швидкісного нагріву, спрейерную установку.

Автоматизована система управління технологічним процесом ДТО побудована на базі обладнання фірми «SIEMENS» по ієрархічній структурі.

Теоретичні відомості про етап диференційованої

термічної обробки прокатних валков - градиентном

нагріві в печі швидкісного нагріву

Параметри нагріву валка визначаються мазкій сталі, вимогами по глибині активного шара, рівнем трещиностойкости металу центральної частини валка і розмірами можливих дефектів металургійного походження. Розглянемо більш детально чинники, що впливають на вибір параметрів нагріву.

Оптимальна температура нагріву ТНвибіраєтся з розрахунку отримати максимальну закаливаемость, т. е. максимальну твердість структури мартенсіту і залишкового аустенита, що утворюється в поверхневому шарі валка при гартуванні. З зростанням температури нагріву ТНв легованих валкових сталях збільшується міра розчинення карбідів і, як наслідок, підвищується прокаливаемость стали і твердість мартенситной матриці. Але при цьому одночасно збільшується вміст залишкового аустенита в загартованій структурі, що веде до зниження твердість. Дія цих двох протилежно направлених чинників приводить до появи максимума на кривій залежності твердості загартованої структури стали заданого складу від температури нагріву.

Додатковим чинником, який обмежує ТНсверху, є негативний вплив перегріву на зростання зерна аустенита і, отже, огрублення структури мартенсіту після гартування. Крім того, підвищення температури нагріву збільшує рівень максимальних розтягуючих залишкових напруг. Для сталі 90ХФ оптимальною температурою нагріву при ДТО є ТН920 З, для сталі 75ХМ ТН950 Обмежувати інтенсивність нагріву можуть або можливості обладнання (потужність печі швидкісного нагріву - ПСН), або високі розтягуючі напруги, які виникають в центральній зоні валка при інтенсивному нагріві.

KOBE STEEL (підприємство-розробник теорії диференційованої термічної обробки прокатних валков - ДТО) рекомендує наступний режим нагріву: до 960 З по металу за 3ч і витримка протягом 1ч при температурі поверхні валка 960 С. швидкість нагріву (менше за 140 З/ч) досить мала і обмежується, мабуть, можливостями вживаної системи опалювання з радіаційними пальниками. При такому нагріві виникаючі максимальні розтягуючі напруги, які формуються в кінці витримки, дуже малі (в межах 180 МПа для всіх діаметрів). Таким чином, з точки зору безпеки режим градиентного нагріву істотно менш напружений, ніж режим попереднього підігрівання. При заданому режимі поверхневий шар валков різних діаметрів прогрівається на 140-160 мм.

ПСН, що Проектується, обладнана швидкісними пальниками, за даними базового варіанту може забезпечити швидкість підйому температури поверхні бочки валка аж до 300 З/ч (по металу). Для визначення раціонального діапазону параметрів нагріву розробниками базового варіанту (фірма «Термосталь» м. Санкт-Петербург) виконаний цикл розрахунків нагріву валков з сталі 75ХМФ до 950 З по поверхні бочки з варіюванням діаметра валков D=1200, 1600, 2000 мм, температурам попереднього підігрівання ТП=400, 450, 500 З і швидкості нагріву по металу VН=100, 200, 300 З/ч. При цьому фіксувався критичний розмір дефекту для всіх режимів.

Результати розрахунків приведені на малюнку 1.2, де добре видно вплив масштабного чинника: із зростанням діаметра форма залежності критичного дефекту від швидкості нагріву міняється на протилежну. Якщо для діаметра 1200 мм ДКРуменьшается при збільшенні швидкості нагріву, для діаметра 1600 мм залежність немонотонна, то для діаметра 2000 мм розмір критичного дефекту збільшується із зростанням VН.

П

ри виборі оптимального поєднання ТПі VНпредварительно можна керуватися формальним обмеженням на рівень допустимих дефектів по ОСТ 24.023.33-86 «Ультразвуковий контроль ВХП», який допускає для валков діаметром понад 1200 мм одиночні несплошности з еквівалентним діаметром до 200 мм. Приймаючи це обмеження, можна бачити з малюнка 1.2, що застосування максимально можливої інтенсивності нагріву (300 З/ч по металу) допустимо при ТП=480 З, 450 З і 400 З для валков діаметром відповідно 1200, 1600 і 2000 мм.

Малюнок 1.2 - Розподіл температури в поверхневому шарі валков діаметром 1200, 1600 і 2000 мм з сталі типу 75ХМФ в кінці градиентного нагріву.

Потрібно підкреслити, що реальне проектування режиму нагріву можливе тільки після визначення реально можливої максимальної інтенсивності нагріву в ході теплотехнічних випробувань ПСН, а також реальної трещиностойкости металу в серцевині валков з різних марок стали, підданих поліпшенню.

Тривалість витримки при підтримці температури бочки валка на рівні температури нагріву ТНзавісит від бажаної глибини прогрівання поверхневого шара до температури аустенизації АС3. У свою чергу, оптимальна величина прогрівання залежить від прокаливаемости стали і інтенсивності охолоджування. Суть процесу полягає в наступному.

При збільшенні глибини аустенизированного шара зростає і глибина загартованого шара, але тільки до певної величини, обмеженої можливостями стали (прокаливаемостью) і спрейерной установки (максимальною інтенсивністю охолоджування).

Зростання глибини прогрівання понад цього оптимального значення приводить до накопичення зайвого тепла у валянні, що починає знижувати швидкість охолоджування на межі загартованого шара, підвищує температуру на осі валка і приводить до зростання залишкових напружень. Коротко цей принцип потрібно охарактеризувати так: не треба прогрівати валок більше необхідного.

Як ілюстрація на малюнку 1.3 для валка діаметром 1200 мм показана залежність глибини аустенизированного шара LАи загартованого шара LЗ (загартованим шаром умовно прийнятий шар з твердістю вище за 45HS, що відповідає наявності в структурі не менше за 50% бейнитно-мартенситной суміші) від тривалості нагріву при температурі поверхні ТН=950 З (сталь 75ХМФ) і ТН=920 З (сталь 90ХФ). Нагрів до температури ТНпроводілся з швидкістю 300 З/ч по металу, охолоджування - з максимально можливою для даної спрейерной установки, яка допускає провести охолоджування з максимальною густиною зрошування від 1.14 кг/м2 з (валок діаметром 2000 мм) до 1.9 кг/м2 з (валок діаметром 1200 мм).

Р

исунок 1.3 - Залежність глибини аустенизированного шара LЗ (а) і температури центра ТЦ (би) від тривалості прогрівання при градиентном нагріві валка діаметром 1200 мм.

З малюнка 1.3 видно, що збільшення тривалості прогрівання понад 1 ч практично не збільшує глибину загартованого шара для валка з сталі 75ХМФ і 90ХФ. При цьому прогрівання понад 1.5 ч навіть знижує глибину загартованого шара у валянні з сталі 90ХФ. Додатковим аргументом на користь обмеження тривалості нагріву служить той факт, що при витримці температура центра зростає досить інтенсивно, що буде супроводитися збільшенням залишкових напружень.

При виборі оптимальної тривалості прогрівання потрібно враховувати, що із зростанням витримки при температурі аустенизації збільшуються залишкові напруження у валянні після гартування, тому цей параметр треба вибирати з урахуванням обмежень на рівень залишкових напружень.

У свою чергу, рівень залишкових напружень можна визначити, тільки вибравши режим охолоджування, який залежить від режиму нагріву. Таким чином, параметри нагріву і охолоджування виявляються взаємозалежними. Це означає необхідність многовариантних (многопараметрических) розрахунків на стадії проектування режиму для визначення оптимальних значень параметрів ДТО.

Призначення, структура і склад АСУ ПСН

1.2.1 Призначення

ПСН призначена для швидкісного нагріву бочки валка (заздалегідь підігрітого в печі з викатним під до температури 400-550 С) з постійною швидкістю 100-300 З/ч (по металу) до температури гартування 920-970 З і подальшою витримкою протягом 45-60 мін. Внаслідок нагріву в ПСН у валянні формується градиентное розподіл температури з прогріванням поверхневого шара на задану глибину.

Спрейер призначений для регульованого охолоджування бочки валка, при цьому на першому етапі використовується інтенсивне водяне охолоджування з максимальною витратою води протягом 30-60 мін. На другому етапі застосовується м'яке водо-повітряне охолоджування з регульованою витратою води протягом 75-145 мін.

Обладнання системи управління (СУ) ПСН призначене для управління тепловим режимом печі швидкісного нагріву в ручному і автоматизованому режимі.

Обладнання СУ спрейера призначене для управління режимом охолоджування на спрейерной установці в ручному і автоматизованому режимі.

Обладнання системи управління призначене для роботи в наступних умовах:

номінальне значення кліматичних чинників зовнішньої середи по ГОСТ 15150-69, ГОСТ 15543-70 для кліматичного виконання У;

температура навколишнього середовища від +5 З до +50 З, навколишнє середовище не вибухонебезпечне, з вмістом корозійно-активних агентів в атмосфері типів I і II по ГОСТ 15150-69, верхня концентрація інертного пилу (в т. ч. струмопровідної) в повітрі не більше за 10 мг/м;

живлення здійснюється від трифазної мережі змінного струму;

коливання напруження живлення відносно номінального в межах 0,85 - 1,1;

за способом обслуговування шаф і пультів з розміщеними в них технічними засобами АСУ виконані одностороннього обслуговування з доступом спереду;

для захисту персоналу від поразки електричним струмом при дотику до енергоустаткування і для зменшення перешкод в ланцюгах управління застосована система шин для заземлення і вирівнювання потенціалу PE, заземлення екранів кабелів і проводів.

1.2.2 Структура і склад АСУ

Робота автоматизованих систем управління СУ ПСН і СУ спрейера заснована на принципах управління технологічними процесами з використанням одного микропроцессорного контроллера, що здійснює одночасне управління обома установками в реальному масштабі часу. Для зв'язку між окремими електронними пристроями системи управління (контроллер, децентралізована периферія, панель оператора і промисловий комп'ютер) організовані локальні мережі управління MPI і Profibus DP (Європейський стандарт EN 50 170).

Архітектура системи управління побудована по дворівневій схемі:

нижній рівень управління;

середній рівень управління.

Нижній рівень управління (НУУ) включає в себе модулі микропроцессорного контроллера SIMATIC S7 - 315 DP з цифровими і аналоговими входами-виходами і його децентралізовану периферію (видалені входи-виходи), об'єднану мережею PROFIBUS DP. Обладнання НУУ здійснює збір інформації з пультів, шаф і датчиків, її попередню обробку і передачу на середній рівень управління, а також видачу керуючих впливів на виконавчі механізми установки в залежності від алгоритму управління.

Середній рівень управління (СУУ) являє собою промисловий комп'ютер SIMATIC RI25P, панель оператора ОР7 і микропроцессорний контроллер SIMATIC S7-315DP об'єднані мережею MPI. Обладнання СУУ призначене для введення параметрів технологічного процесу, програмного управління, контролю, діагностики і протоколювання ходу технологічного процесу.

До складу системи управління входять:

шафа контроллера;

шафа енергоустаткування, КУП і А;

шафа комп'ютерна;

пульт управління;

датчики технологічних параметрів і енергоустаткування на механізмах ПСН і спрейерной установки.

1.2.3 Управління тепловим режимом ПСН за допомогою системи управління на базі микропроцессорного контроллера

Система управління тепловим режимом ПСН реалізована на принципах управління технологічним процесом в режимі реального часу на базі микропроцессорного контроллера і призначена для рішення наступних задач:

підготовки і завдання змінних технологічного процесу і настройки параметрів регулювання;

управління автоматикою безпеки печі;

управління розжигом пальників;

регулювання температури поверхні бочки прокатного валка або температури печі;

регулювання співвідношення «газ-повітря»;

регулювання тиску в робочому просторі печі;

визуализації, контролю, діагностики і протоколювання ходу технологічного процесу.

До складу системи управління функціонально входять наступні підсистеми:

підсистема вимірювання технологічних параметрів;

підсистема визуализації, контролю, діагностики і протоколювання;

підсистема автоматичного регулювання;

підсистема автоматики безпеки.

1.2.4 Підсистема вимірювання технологічних параметрів

Підсистема вимірювання технологічних параметрів призначена для збору і обробки інформації від аналогових і дискретних датчиків технологічного процесу.

До контрольованих аналогових параметрів відносяться:

температура газової середи в трьох точках робочого простору печі (біля торцевих стінок і посередині печі);

температура поверхні металу, що нагрівається;

температура відходячий газів перед димовим клапаном;

температура відходячий димових газів після повітряного клапана на димопроводе;

тиск в робочому просторі печі:

витрата газу на піч;

витрата повітря на піч;

положення заслонок газу, повітря і димоудаления.

Контроль температури в робочому просторі печі здійснюється за допомогою термопар типу ТПР-1788.

Контроль температури металу, що нагрівається проводиться автоматичним оптичним пирометром ARDOCELL PZ20 фірми Siemens.

Контроль температури відходячий газів здійснюється з використанням термопар ТХА-2388.

Тиск в печі вимірюється вимірювальним перетворювачем «Сапфір-22М -ДИВ»

Витрата газу і повітря вимірюється перед регулюючими органами комплектом приладів, що складаються із зондів вимірювання витрати SDF фірми SKI і вимірювальних перетворювачів SITRANS Р фірми Siemens, розміщених по місцю на трубопроводах газу і повітря. Застосування зондів зумовлене необхідністю мінімізації втрат тиску по повітряному тракту печі і істотно більш широким в порівнянні з вимірювальними діафрагмами діапазоном вимірювання. Програмою контроллера передбачається демпфирование миттєвих (поточних) вимірювань значень витрати газу і повітря для згладжування пульсації результатів.

Положення заслонок газу, повітря і димоудаления, пов'язаних через тягу з виконавчими механізмами контролюється блоками БСПТ-10 вбудованими в МЕО.

До контрольованих дискретних параметрів відносяться інформаційні сигнали:

положення і стан допоміжних механізмів печі;

мінімальне і максимальне відкриття МЕО;

наявність спрацювання електромагнітних клапанів пальників;

наявність контролю факела пальників і сигналів з датчиків автоматики безпеки;

поточний стан кнопок управління.

Інформація про положення і стан допоміжних механізмів печі поступає на входи контроллера з сухих контактів проміжного реле і служить для цілей діагностики.

Сигнали про мінімальне і максимальне відкриття МЕО поступають при спрацюванні їх вбудованих кінцевих вимикачів і служать для обмеження ходу виконавчих механізмів.

Наявність спрацювання електромагнітних клапанів фірми Kromschroeder контролюється вбудованими покажчиками положення.

Наявність полум'я факела пальників контролюється приладами Ф34.3.

Поточний стан кожної кнопки управління постійно відстежується контроллером і при його зміні виконуються дії у відповідність з функціональним призначенням відповідної кнопки.

1.2.5 Підсистема визуализації, контролю, діагностики і протоколювання

Підсистема визуализації, контролю, діагностики і протоколювання призначена для організації доступу в діалоговому режимі оператора-технолога і майстра КУП і А печі до виконання операцій передбачених технологією при роботі ПСН. До складу підсистеми функціонально входять промисловий комп'ютер SIMATIC RI 25P (комп'ютер) і панель оператора SIMATIC OP7 (панель оператора ОР7), працюючий під управлінням контроллера SIMATIС S7-315 DP (контроллер), все обладнання фірми Siemens.

Комп'ютер і панель оператора ОР7 виконують функцію відображення змінних технологічного процесу (температура, тиск і т. д.), введення технології, параметрів (завдання регуляторам, настроювальні коефіцієнти і т. д.) і служать як засіб для видачі керуючих команд на контроллер під управлінням оператора-технолога.

Для майстра КУП і А передбачена можливість зміни настройки параметрів регуляторів, параметрів вентиляції, розжига і т. д., а також зміни конфігурації комп'ютера і панелі оператора ОР7 (робота з аварійними повідомленнями, зміна паролів, установка часу і т. д).

При роботі ПСН система діагностики контроллера здійснює безперервної контроль за станом механізмів і параметрів технологічного процесу і управляє видачею текстових повідомлень на монітор комп'ютера і панель оператора ОР7, а також світловою і звуковою сигналізацією.

Після запуску режиму печі по температурно-тимчасовому графіку проводитися протоколювання ходу технологічного процесу із записом на жорсткий диск пам'яті промислового комп'ютера.

1.2.6 Підсистема автоматичного регулювання

Підсистема автоматичного регулювання призначена для управління тепловим режимом печі і включає в себе три контури регулювання:

контур регулювання температури печі,

контур регулювання співвідношення «газ-повітря»;

контур регулювання тиску в печі.

Регулювання температури в печі здійснюється шляхом впливу на виконавчий механізм, пов'язаний регульованою тягою із заслонкой на газопроводі, в функції зміни температури печі по температурно-тимчасовому графіку нагріву. Завдання регулятору формується в контроллері по алгоритму управління у вигляді одиничних значень в залежності від заданої технології (зміна завдання температури по швидкості або у часі).

Регулювання співвідношення “ газ - повітря” здійснюється шляхом впливу на виконавчий механізм, пов'язаний регульованою тягою із заслонкой на повітряному трубопроводі, в функції каскадної схеми регулювання співвідношення газовоздушной суміші. По цій схемі ведучий регулятор (температури) працює в функції зміни температури печі по температурно - тимчасовому графіку нагріву і при цьому формує поточне завдання веденому (співвідношення “ газ-повітря”) по графіку співвідношення витрат газу і повітря, а ведений регулятор в свою чергу формує керуючий вплив на виконавчий механізм.

Регулювання тиску в робочому просторі печі здійснюється в функції підтримки постійним заданого тиску в печі, шляхом впливом на виконавчий механізм пов'язаний регульованою тягою із заслонкой димоудаления.

Елементи підсистеми автоматичного регулювання уніфіковані і складаються з безконтактних тиристорних реверсивних пускателей ПБР і виконавчих електричних механізмів МЕО. Контроль положення виконавчого органу ведеться через струмовий датчик зворотного зв'язку і відображається на відповідному екрані комп'ютера або панелі оператора ОР7.

Управління виконавчими механізмами можливо і при відключених регуляторах - в ручному режимі, дистанційно, з технологічної клавіатури панелі оператора ОР-7 або з клавіатури комп'ютера.

1.2.7 Підсистема автоматики безпеки

Підсистема автоматики безпеки призначена для експлуатації в складі обладнання печі швидкісного нагріву. Функціонально апаратна частина автоматики безпеки працює автономно від контроллера і управляє електромагнітом, що встановлюється на предохранительно-запорном клапані на введенні газу до печі.

Схема безпеки реалізована на базі контроллера “LOGO!” фірми Siemens. Контроллер “LOGO! “ являє собою логічний пристрій з 12 дискретними входами (24В), 8 релейними виходами і реалізовує алгоритм управління отсечним газовим клапаном печі і аварійною звуковою і світловою сигналізацією.

Включення електромагніту отсечного газового клапана здійснюється кнопкою «Отсечной клапан. Включити». Включення отсечного клапана можливе в тому випадку, якщо не виконуються умови отсечки газу.

Отсечка газу здійснюється в наступних випадках:

при пониженні тиску газу після регулятора тиску нижче допустимої межі;

при підвищенні тиску газу після регулятора тиску вище допустимої межі;

при пониженні тиску повітря у воздухопроводе печі нижче допустимої межі;

при натисненні кнопки «Отсечной клапан. Відключити»;

при натисненні кнопки «Аварійний стоп»;

при сигналі від контроллера «Газ відключити» (даний сигнал видається контроллером при згасненні факелів пальників або при падінні тиску в печі нижче за аварійно допустиму межу).

При спрацюванні отсечного клапана видається звуковий сигнал і загоряється лампа, що сигналізує про причину отсечки газу:

при пониженні тиску газу після регулятора тиску нижче допустимої межі - лампа «Тиск газу мало»;

при підвищенні тиску газу після регулятора тиску вище допустимої межі - лампа «Тиск газу велике»;

при пониженні тиску повітря у воздухопроводе печі нижче допустимої межі - лампа «Тиск повітря мало»;

при натисненні кнопки «Отсечной клапан. Відключити», при натисненні кнопки «Аварійний стоп» і при сигналі від контроллера «Газ відключити» - лампа «Отсечка газу».

Аналіз існуючої системи управління і

постановка задачі проектування

Існуюча в базовому варіанті система управління піччю ПСН володіє рядом достоїнств і недоліків. До достоїнств потрібно віднести централізоване управління всією дільницею ДТО від одного контроллера, високу міру автоматизації процесу нагріву валка і механізації завантажувально-розвантажувальних робіт.

До нестач такої системи можна віднести наступні:

застосування електроприводів обертання і орієнтування, що мають значні габарити, вартість і що володіють значно меншою надійністю в порівнянні з аналогічними гідравлічними приводами;

застосування електричних регулюючих механізмів в магістралях подачі газу і повітря, що забезпечують регулювання в дуже вузькому діапазоні;

відсутність синхронізації роботи приводів і регуляторів подачі газовоздушной суміші;

відсутність контролю споживання енергоносіїв (природного газу і електроенергії);

застосування в системі управління імпортного обладнання, що дорого коштує.

Отже, система, що проектується повинна бути, по можливості позбавлена від цих недоліків або, принаймні, зводити їх до мінімуму. Основними задачами проектування є:

розробка стежачої системи регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв для зниження собівартості кінцевого продукту - валков для прокатних станів;

заміна електричних приводів на гідравлічні, що володіють меншими габаритами (не потрібно установки редукторів і інших передавальних механізмів), вартістю (реалізовані на апаратурі вітчизняного виробництва) і надійністю;

установка регуляторів подачі газовоздушной суміші з пропорційним електричним управлінням, що забезпечують регулювання в широкому діапазоні з високою точністю;

забезпечення синхронізації роботи приводів і регуляторів подачі для підтримки процесу прогрівання валка з оптимальними параметрами;

забезпечення мінімальних витрат на установку самої системи шляхом можливо мінімальної зміни вже існуючою - т. е. без зміни загальної структури дільниці загалом і печі зокрема.

2 РОЗРАХУНКОВО-КОНСТРУКТОРСЬКА ЧАСТИНА

2.1 Проектування гідроприводів обертання валка і торцового орієнтування

2.1.1 Гідропривід обертання валка

По заданому значенню зусилля на опорних роликах приводу Ммакс=1300Н м і заданої (максимальної) швидкості обертання валка Vмакс=1с-1вибираем виконавчий орган - гидромотор високомоментний типу ГРВ-600, що має наступні технічні характеристики (таблиця 2.1).

Таблиця 2.1 - Технічні характеристики гидродвигателя ГРВ-600

Параметр

Ед. изм.

Значення

Максимальний обертаючий момент на валу ротора

Нм

1650

Номінальний обертаючий момент на валу ротора

Нм

1500

Робочий тиск

МПа

32

Максимальна частота обертання вала ротора

З -1

4

Робочий об'єм

М 3 /об

526  10 -6

Номінальна витрата робочої рідини

М 3 /з

0,87

Механічний КПД

0,975

Об'ємний КПД

0,87

Максимально допустима температура робочої рідини

 З

120

Рекомендовані типи робочої рідини

І20, І40, АИМ

Визначення вхідних і вихідних параметрів виконавчого органу (ИО).

Тиск на вході ИО (при умові, що тиск на виході дорівнює 0):

14,83(МПа) (2.1),

де МMAX- момент опору на валу мотора, Н м;

VГ- робочий об'єм мотора, м3/про;

 М- механічний КПД мотора.

Витрата робочої рідини на вході і виході гидромотора:

(м3/з) (2.2);

(м3/з) (2.3),

деMAX- максимальна швидкість обертання ротора, з-1;

 Об- об'ємну КПД гидромотора.

Втрати тиску по довжині трубопровода і в місцевих гідравлічних опорах за даними проектного варіанту печі (Фірма «Термосталь» м. Санкт-Петербург) складають порядкуpLИС=0.64 МПа.

Вибір гідравлічної апаратури і визначення втрат тиску в гидроаппаратах. По отриманих значеннях тиску (2.1) і витрати (2.2) вибираємо гідравлічну апаратуру (гідравлічна принципова схема приведена на листі 3 графічної частини дипломного проекту):

Фільтр напірний типу 1П110.19.00.190;

Гідравлічний замок типу ЗГД-10-4;

Регулятор витрати типу ДВП-25;

Дросселирующий розподільник типу РП-20.

Технічні характеристики гидроаппаратов приведені в таблицях 2.2 і 2.3.

Таблиця 2.2 - Технічні характеристики гидроаппаратури

Параметр

Ед. изм

Фільтр 1П110.19.00.190

Замок ЗГД-10-4

1

2

3

4

Тиск паспортне

МПа

32

25

Витрата робочої рідини паспортний

М 3 /з

23,3  10 -4

6,67  10 -4

Втрати тиску

МПа

0,2

0,7

Витоку робочої рідини

М 3 /з

4,1  10 -6

7,3  10 -6

Таблиця 2.3 - Технічні характеристики гидроаппаратури з пропорційним електричним управлінням

Параметр

Ед. изм.

ДВП-25

РП-20

Тиск номінальне

МПа

32

32

Витрата паспортний

М 3 /з

33  10 -4

50  10 -4

Втрати тиску

МПа

0,3

0,7

Втрати робочої рідини

М 3 /з

-

13  10 -6

Діаметр умовного проходу

м

25  10 -3

25  10 -3

Площа перетину умовного проходу (середня)

М 2

4,9  10 -4

4,9  10 -4

Хід золотника управління

м

1,6  10 -3

0,8  10 -3

Діаметр керуючого золотника (діаметр прохідної щілини)

м

10  10 -3

(0,8  10 -3 )

Діаметр регулюючого золотника

м

25  10 -3

45  10 -3

Коефіцієнт зворотного зв'язку

А/мм

0,26

0,23

Маса керуючого золотника

кг

1

2,3

Визначаємо втрати тиску в гидроаппаратах:

в напірному фільтрі:

(Па);

в гідравлічному замку:

(Па);

в регуляторі витрати:

(Па)

Сумарні втрати тиску в гидроаппаратуре:

(Па).

Вибір регулюючого органу: по розрахованих значеннях тиску і витрати вибираємо дросселирующий гідравлічний розподільник з пропорційним електричним управлінням типу РП-20, що має наступні технічні характеристики (таблиця 2.3). Втрати тиску в гидрораспределителе:

(Па).

Визначаємо параметри насосної установки.

Максимальний тиск на вихідному патрубку насоса:

(Па);

мінімальне:

(Па).

Необхідна подача насоса:,

деQУ=QФ+QГЗ+QГР=24,410-6(м3/з)- витоки робочої рідини в гидроаппаратах (паспортні);

(м3/з).

М

еханические і швидкісні характеристики спроектованого гідроприводу розрахуємо за допомогою програмного продукту SPEED (ДП10.00094.01ПД) - малюнки 2.2 і 2.3.

Р

исунок 2.2 - Механічні характеристики приводу обертання валяння

Малюнок 2.3 - Швидкісні характеристики приводу обертання валка

2.1.2 Гідропривід торцового орієнтування

Гідравлічна принципова схема приведена на листі 3 графічної частини дипломного проекту.

По заданому значенню зусилля на штоке гидроцилиндра приводу торцового орієнтування FMAX=425.76 кН і допустимій швидкості руху штока при орієнтуванніMAX=0.005 м/з вибираємо виконавчий орган - гидроцилиндр 1П110.16.10.000 виробництва НКМЗ (розроблений для шахтного прохідницького комбайна середньої серії 1П110, привід підйому стріли з резцовими коронками), що має наступні технічні характеристики - таблиця 2.4. Однією з істотних переваг даного гидроцилиндра є його незначні габарити при великому зусиллі, що розвивається, що особливо важливо - привід торцового орієнтування передбачає малі переміщення (до 500 мм) досить важких прокатних валков (масою до 150000 кг).

Визначення вхідних і вихідних параметрів гидроцилиндра. Тиск рБна вході в поршневую порожнину (при умові, що тиск на виході рВ=0):

(Па), (2.4)

де SБ- площа поршневой порожнини гидроцилиндра, м2;

 М- механічний КПД гидроцилиндра.

Витрата на вході і виході гидроцилиндра:

(М3/З), (2.5)

(М3/З).

Таблиця 2.4 - Технічні характеристики гидроцилиндра 1П110.16.10.000

Параметр

Ед. изм.

1П110.16.10.000

1

2

3

Кількість

Шт.

2

Робочий тиск

МПа

14

Діаметр поршня

мм

220

Діаметр штока

мм

110

Хід поршня

мм

550

Об'єм поршн. порожнини

л

20.9

Об'єм шток. порожнини

л

15.8

Зусилля штовхаюче

кН

532.2

Зусилля тягнуче

кН

399.1

Площа поршн. порожнини

м 2

0.038

Площа шток. порожнини

м 2

0.0285

Ном. витрату

л/міна

69

Втрати тиску по довжині трубопровода і в місцевих гідравлічних опорах за даними базового варіанту печі складають рдс=0.083106Па.

Вибір гідравлічної апаратури і визначення втрат тиску в гидроаппаратах. По отриманих значеннях тиску (2.4) і витрати (2.5) вибираємо необхідну апаратуру [1]:

фільтр напірний Ф1 типу 1П110.19.00.190 з експлуатаційними характеристиками - таблиця 2.5

замки гідравлічні ЗМ2, ЗМ3 типи ЗГД-10-4 з експлуатаційними характеристиками - таблиця 2.5

дроселі односторонні ДРК1, ДРК2 типи П110.16.00.140 з експлуатаційними характеристиками - таблиця 2.5

регулятор витрати РП з пропорційним електричним управлінням типу ДВП25 з характеристиками - таблиця 2.6

Таблиця 2.5 - Технічні характеристики гидроаппаратури

РК, МПа

QК, м 3 /з

 р До, МПа

QУ, м 3 /з

1П110.19.00.190

32

23.3  10 -4

0.2

4.1  10 -6

ЗГД-10-4

25

6.67  10 -4

0.7

7.3  10 -6

П110.16.00.140

25

23.3  10 -4

0.43

1.5  10 -6

П110.16.00.160

25

6.3  10 -4

0.2

0.9  10 -6

Таблиця 2.6 - Технічні характеристики гидроаппаратури з пропорційним електричним управлінням

Параметр

Ед. изм.

ДВП-25

РП20

Ном. тиск

МПа

32

32

Ном. витрата

м 3 /з

33  10 -4

50  10 -4

Втрати тиску

МПа

0.3

0.7

Витрата витоків

м 3 /з

-

13  10 -6

Діаметр умовного проходу

мм

25

25

Площа умовного проходу

м 2

4.9  10 -4

4.9  10 -4

Діаметр основного золотника

мм

25

45

Хід основного золотника

мм

6.2

3.5

Діаметр золотника управління

мм

10

0.8(діаметр сопла)

Хід золотника управління

мм

1.6

0.8

Коефіцієнт зворотного зв'язку

0.26

0.23

Маса основного золотника

кг

1

2.3

Втрати тиску в напірному фільтрі:

(Па);

втрати тиску в гідравлічному замку:

(Па);

втрати тиску в дроселі односторонньому:

(Па);

втрати тиску на регуляторі витрати:

(Па).

Сумарні втрати тиску в гидроаппаратуре:

 рАП= рФ+ рГЗ+ рДР+ рРП=0.196106(Па).

Вибір регулюючого органу. По розрахованих значеннях тиску і витрати вибираємо дросселирующий гідравлічний розподільник з пропорційним електричним управлінням типу РП20, що має наступні характеристики - таблиця 2.6 втрати тиску в гидрораспределителе:

(Па).

Визначаємо вихідні параметри насосної установки. Максимальний тиск на вихідному патрубку:

рАМАХ= рАП+ рДС+ рГР+рБ=12.1106(Па);

мінімальне:

рАМIN= рАП+ рДС+ рГР=0.282106(Па).

Необхідна подача насоса:

QAMAX=QБ+QУ,

деQУ=QУ. АП=25.910-6м3/з - сумарна витрата витоків в гидроаппаратах.

QАМАХ=3.4210-4+25.910-6=3.6710-4(м3/з).

Площа умовного проходу дроселя:

м2.

М

еханические і швидкісні характеристики (малюнки 2.4 і 2.5) розрахуємо з допомогою програми SPEED.

Р

исунок 2.4 - Механічні характеристики приводу торцового орієнтування

Малюнок 2.5 - Швидкісні характеристики приводу торцового орієнтування

2.1.3 Визначення параметрів насосної установки

Виходячи з аналізу роботи печі, робимо висновок, що одночасна робота трьох гідравлічних приводів (обертання валка, торцового орієнтування і підйому кришки) неможлива. Тоді необхідна подача на вихідному патрубку насоса буде рівна найбільшому з витрат гідроприводів (приводу обертання валка, в якому встановлені два гидромотора), а необхідний тиск - найбільшому з необхідного тиску на виконавчих органах (гидродвигатели приводу обертання валка):

QАМАХ=QБМАХ=5.2610-42=10,5210-4(м3/з),

рАМАХ=рБМАХ=14.83106(Па),

де QБМАХ- найбільший з витрат приводів;

рБМАХ- найбільше з тиску в приводах.

По значеннях витрати і тиску вибираємо трехсекционний шестеренний насос типу НШ-63-63-50 з номінальним тиском рА=16 МПа і витратами по секціях (14.5-14.5-11.5) м3/з.

Визначимо необхідну потужність на валу насоса:

(кВт),

де =0.86 - повний КПД насоса.

Вибираємо привідний двигун для насосної установки типу 2ЕДКОФ250М4У2.5 виконання JM4001.

Одна секція насоса з витратою 14.510-4м3/з працює на привід обертання валка, інша з витратою 14.510-4м3/з працює на привід торцового орієнтування і третя - на привід підйому кришки печі (в даному проекті не расчитивался).

2.1.5 Динамічний розрахунок гідроприводів

З

залишаємо розрахункову функціональну схему гідроприводу:

Малюнок 2.6 - Розрахункова функціональна схема гідроприводу

- передавальна функція генератора струму управління,

kY= IВИХ/UВХ= 0.85/10 = 0.085 (А/В) - коефіцієнт передачі генератора струму;

ТУ= 0.002 з - постійна часу генератора струму.

Таким чином:.

- передавальна функція пропорційного електромагніту,

kПЕ= x0/IВИХ= 1.610-3/0.85 = 1.8810-3(м/А) - коефіцієнт передачі електромагніту;

ТЕ= LМАГН/RМАГН= 0.01з - постійна часу електромагніту.

Таким чином:.

- передавальна функція гідравлічного потенціометра із зворотним зв'язком,

- коефіцієнт передачі потенціометра:

= 538.08 (м2/з);

kД= kPx0/рВХ= 538.0810-3/14.1106= 0.0310-6(м5/Н с);

= 15.910-4(м2);

= 64.05105(Н/м);

тоді kП= 4.52;

= 210-3(з) - постійна часу потенціометра;

- відносний коефіцієнт демпфирования коливань.

Тоді:.

- передавальна функція основного золотника.

Для приводу обертання валка: k3= QБ/L = 0.098;

для приводу торцового орієнтування: k3= QБ/L = 0.049.

- передавальна функція гидроцилиндра і гидромотора.

Для приводу торцового орієнтування:

= 26.31 (м-2) - коефіцієнт передачі гидроцилиндра;

= 22.1103(Н/м) - жорсткість гидроцилиндра;

= 1.23 (з) - постійна часу гидроцилиндра;

= 0.28 - відносний коефіцієнт демпфирования коливань;

тоді:.

Для приводу обертання валка аналогічно:.

- передавальна функція ланки для отримання вихідного параметра - швидкості. Приймаємо диференціюючу ланку з глибиною диференціювання а=1 і постійними часу Т1=Т2=0.1:.

Т. до. в приводі послідовно включені дві ланки другого порядку, то в області високих частот ЛАЧХ приводу буде мати нахил порядку -120 dB/дек, що неприйнятно для приводів (малюнок 2.7).

Бажана ЛАЧХ для повільних приводів має вигляд - малюнок 2.8.

Малюнок 2.7 - ЛАЧХ і ЛФЧХ гідроприводу без коректуючих ланок

Малюнок 2.8 - Бажані ЛАЧХ і ЛФЧХ гідроприводу з коректуючими ланками і зворотним зв'язком по швидкості

Для отримання нахилу в області високих частот порядку -40...- 60 dB/дек необхідне включення коректуючих диференціюючих ланок (+20 dB/дек). Визначення параметрів коректуючих ланок проводимо по методиці [2] за допомогою програми SIAM (малюнки 2.9, 2.10).

Малюнок 2.9 - ЛАЧХ і ЛФЧХ коректуючої ланки №1

Малюнок 2.10 - ЛАЧХ і ЛФЧХ коректуючої ланки №2

Малюнок 2.11 - Графік перехідного процесу в гідроприводі торцового орієнтування

Малюнок 2.12 - Графік перехідного процесу в гідроприводі обертання валка

Проаналізувавши отримані графіки перехідних процесів, можна зробити наступні висновки:

час перехідного процесу, до входу заданого параметра в 5% зону для приводу обертання валка tПП2.1 з; для приводу торцового орієнтування - tПП1.8 з, що для даного об'єкта, робочий цикл якого складає для різних марок стали і типоразмеров валков від 4-5 до 24 годин, є цілком прийнятною величиною;

колебательность, що виявляється при розгоні приводів, не перевищуючій 1% при заданому бажаному значенні20%, значно нижче і при високій інерційності приводів впливу на якість перехідного процесу не надасть.

Таким чином, спроектовані приводи є високоякісними, задовільними по потужності, споживанню енергоносіїв, якості перехідних процесів в динамічних режимах (розгін-гальмування) і високій постійності підтримки заданого параметра (швидкості і відробляння положення) в статичних (робітників) режимах.

Крім того, в складі приводів відсутні імпортні електричні і гідравлічні апарати (на відміну від базового варіанту, на якому встановлені апарати німецької фірми “)(KromSchroder”), що дорого коштують, що істотно знижує вартість як самих приводів, так і автоматизованих систем управління ними.

2.2 Перевірочний розрахунок теплових режимів в ПСН

Нагрів металу в печах - поширена операція (застосовується при відпалі, нормалізації, плавці і т. д.). Метал бажано нагрівати швидко, т. до. в цьому випадку меншає його чад, збільшується продуктивність печі і меншає питома витрата палива на нагрів. З цих міркувань доцільно вибирати оптимальний температурний режим печі, що забезпечує, з одного боку, швидкий нагрів металу, а з іншою, що не створює в металі, що нагрівається надмірних механічних напружень, які можуть привести до утворення тріщин.

При розгляді процесу нагріву металу в печі необхідно враховувати закони теплового випромінювання, передачу теплоти теплопровідністю і конвекцією, рух газів в пічному просторі, взаємодію пічних газів з металом і т. д. Процесу теплообміну повинні бути підлеглі: горіння палива - перетворення хімічної енергії в теплову, рух газів в робочому просторі печі і т. д.

Конструкції промислових печей постійно удосконалюються в напрямі інтенсифікації процесів теплообміну при безперервному підвищенні рівня їх автоматизації і механізації.

Дані міркування вилилися в сучасну теорію печей [3], основні принципи якої полягають в наступному:

створення найкращих умов для забезпечення максимального теплового потоку до матеріалу, що нагрівається;

інтенсивне підведення теплоти в піч при можливо більш повному її використанні в робочому об'ємі печі;

забезпечення розвиненого примусового руху газів в печі;

поєднання топочного простору з робочим простором печі;

можливо більш повна герметизация печі для усунення вибивання пічних газів і подсасивания атмосферного повітря.

Проведемо спрощений перевірочний розрахунок теплового режиму для прогрівання валка з сталі 75ХМФ діаметром 1200 мм на глибину 120 мм до температури 920 Теплота, що виділяється при горінні 1кг такої суміші:

(Дж),

де qМЕТ- питома теплота згоряння метається.

Втрати теплоти на нагрів повітря, відповідного до пальника не враховуємо, вважаючи, що він повністю витрачається на підтримку горіння і в процесі передачі тепла до валку не бере участь.

Теплота, необхідне для прогрівання валяння з вказаними вище параметрами:,

де сСТАЛЬ- питома теплоємність стали 75ХМФ,

сСТАЛИ=0.385 кДж/кг З;

mВАЛКА- маса частини валка, що прогрівається, кг;

Т1=450 З і Т2=920 З - відповідно початкова і кінцева температура валка, ,

де СТАЛИ=7850 кг/м3- густина стали 75ХМФ;

V - об'єм частини бочки валка, що прогрівається, м3,,

де h=1500 мм - довжина бочки валка;

R=600 мм - зовнішній радіус бочки;

r=540 мм - внутрішній радіус частини, що прогрівається.

(м3);

(кг);

(Дж).

Теплота від пальників до бочки валка передається конвекцією, теплопровідністю і випромінюванням. У найбільшій мірі позначається конвекція і теплопровідність, причому теплопровідність впливає швидше негативний чином - через нагрів повітря в робочому просторі печі до валка дійде набагато меншу кількість теплоти, ніж віддають пальники. Визначимо втрати теплоти на нагрів повітря в печі, враховуючи, що він розігрівається від нормальної температури 20 З до кінцевої температури поверхні валка:

Позначення аналогічні формулі (2.).

(кг);

(Дж).

Якщо врахувати постійне вентилювання робочого простору печі, що забезпечує трикратний обмін атмосфери протягом години, то отримуємо:

(Дж).

Таким чином, необхідна кількість теплоти для нагріву валка:

(Дж).

Виходячи з проведених розрахунків, визначимо необхідну величину подачі газовоздушной суміші до пальників і необхідну швидкість обертання валка для рівномірного розподілу градієнта температур по поверхні бочки валка.

Як було вказано вище, з проведених експериментальних досліджень стає ясно, що оптимальним часом прогрівання для валков з сталі 75ХМФ є величина порядку 1.5 - 2 години при інтенсивності нагріву 250 - 300 З/ч.

Різниця температур валка при його завантаженні в ПСН і видачі в спрейерную установку становить 920-450=470 С. Прі прогріванні з інтенсивністю 250 З/ч час прогрівання складе біля 2 годин, враховуючи можливі втрати теплоти.

Визначимо необхідну подачу газовоздушной суміші. Споживання теплоти в годину:

(Дж).

Враховуючи КПД пальника, рівний ГІР=0.75, отримуємо:

(Дж).

Маса газовоздушной суміші:

(кг),

і її об'єм:

(м3).

Таким чином, часове споживання газовоздушной суміші становитиме 7.272 м3, з них: 0.7272 м3- природних гази (метану) і 6.5448 м3- повітря для підтримки горіння.

Для рівномірного розподілу градієнта температур на поверхні бочки валка необхідна підтримка швидкості обертання валка із заданою точністю на заданому рівні. Загалом, закон зміни швидкості обертання валка в залежності від прогрівання поверхневого шара досить складений і описується диференціальними рівняннями II порядку, але для орієнтувального розрахунку застосуємо спрощену методику.

Допустима нерівномірність температури по поверхні валка складаєt=5 С. Для нагріву на 5 З необхідно згоряння 0.0033 кг газовоздушной суміші (або 0,0029 м3). При витраті R=7.272 м3/ч така кількість газу згорить за

(ч) або t5=39 (з).

Отже, за цей час валок повинен зробити три чверті обороту, звідси, повний оборот буде довершений за

(з),

т. е. мінімальна швидкість обертання валка:

(з-1).

При цьому нерівномірність розподілу градієнта температур по поверхні бочки валка складе не більшt=5 2.3 Вимоги до системи управління, що проектується,

регулювання, контролю і реєстрації споживання

енергоносіїв

Виходячи з проведених вище розрахунків і вимог, вказаних в завданні на проектування, можна зробити наступні висновки:

автоматизована система управління повинна дозволяти автоматичне регулювання швидкості обертання валка для забезпечення рівномірного розподілу градієнта температур по поверхні бочки валка, що також дозволить дещо знизити споживання природного газу за рахунок оптимального обертання валка (автоматичне управління гідроприводами - регульований привід обертання валка і стежачий привід торцового орієнтування);

автоматизована система регулювання споживання енергоносіїв (природного газу) повинна таким чином настроювати регулятори витрати (схема пневматична газова принципова - креслення ДП10.), щоб подача газу була мінімально можливою при збереженні оптимальних параметрів нагріву в печі ПСН (узгодження роботи приводу обертання валка і системи подачі газовоздушной суміші на горіння);

автоматизована система контролю споживання енергоносіїв (природного газу і електроенергії) повинна виробляти виміри споживання енергоносіїв і у разі відхилення від допустимих параметрів (збільшення амперажу, зниження напруження, збільшення або зниження витрати або тиск газовоздушной суміші) видати застережливий або аварійний сигнал на пульт оператора (а при роботі в автономному режимі проаналізувати - чи можливо подальше функціонування ПСН до закінчення циклу прогрівання і, в залежності від прийнятого рішення або заблокувати роботу об'єкта відразу або завершити цикл нагріву валка і після цього заборонити подальше функціонування до усунення несправності);

автоматизована система реєстрації споживання енергоносіїв повинна забезпечувати запис, зберігання і лічення інформації про споживання енергоносіїв (природного газу і електроенергії) за деякий час роботи ПСН (один цикл прогрівання валка, зміна, або будь-якої іншої на вибір оператора). Причому зберігання інформації повинно забезпечуватися навіть при відключенні напруження живлення мережі.

Крім того, алгоритми роботи системи управління, що проектується не повинні вносити яких-небудь кардинальних змін в загальний алгоритм роботи дільниці ДТО, який справляється від однієї загальної керуючої ЕОМ на базі мікропроцесора сімейства INTEL Pentium II. Всі кошти сполучення повинні бути розраховані на підключення до портів введення-виведення саме цього ЕОМ і, в той же час, володіти достатньою гнучкістю і підтримувати нормальне функціонування у разі заміни мікропроцесора на інший, більш новий або побудований по відмінній архітектурі.

ВСТУП

Метою дипломного проекту є розробка системи регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв піччю швидкісного нагріву (ПСН) для дільниці диференційованої термічної обробки валков для прокатних станів, встановленою в термічному цеху №2 ЗАТ НКМЗ. Необхідність даної розробки викликана економічною неефективністю існуючої системи.

У даний момент на об'єкті, що розглядається встановлена система управління, що не виконує функції контролю і регулювання споживання енергоносіїв. При цьому приводи печі (електро- і гідроприводи) працюють в регульованих режимах, не забезпечуючи стеження за ходом прогрівання валка.

Крім вказаних недоліків існують і інші, не менш важливі.

У зв'язку із зростаючими обсягами виробництва, значно збільшується потреба у високоякісному прокатному обладнанні. При обсязі виробництва продуктивності, що є старої системи не досить. Це вповільнює роботу металургійних підприємств (Енакиевский металургійний завод, Маріупольський комбінат імені Ілліча і інші), підвищує витрати по експлуатації і ремонту обладнання, що в кінцевому результаті позначається на собівартості продукції, що випускається.

Наступний аспект проблеми, що розглядається в даному дипломному проекті, прямо пов'язаний з проблемами енергетичної галузі України. Ціни на природний газ постійно зростають при постійному зростанні його споживання. У зв'язку з цим виникає необхідність точного контролю і реєстрації споживання палива, оскільки встановлені норми споживання часто набагато перевищують дійсну витрату газу.

Основною метою дипломного проекту є проектування такої системи регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв (газ, повітря, електроенергія), яка дозволила б раціонально їх використати, управляючи процесом нагріву з найбільш оптимальними параметрами шляхом синхронізації роботи приводів і регуляторів подачі газово-повітряної суміші в робочий простір печі.

Практична цінність системи регулювання, що розробляється, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв полягає в підвищенні рентабельності виробництва прокатного обладнання ЗАТ НКМЗ. Розрахунок економічного ефекту від впровадження системи автоматичного управління, що розробляється і діагностики також вироблений в даному дипломному проекті.

ВИСНОВКИ І РЕКОМЕНДАЦІЇ

Результатом даного дипломного проекту є спроектована система регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв піччю швидкісного нагріву (ПСН) дільниці диференційованої термічної обробки прокатних валков, встановленою в термічному цеху №2 ЗАТ НКМЗ, орієнтована на зниження витрат на ремонт і експлуатацію як самої печі, так і валков.

Рішення про необхідність даної розробки було прийняте внаслідок аналізу об'єкта. Було з'ясовано, що на стан робочої поверхні валков значний вплив надає режими термічної обробки. Відповідно до цього були зроблені висновки об необхідність контролю режимів прогрівання валка і споживання природного газу і їх оптимізації. Виконання цих функцій було покладене на систему, що проектується.

Аналіз існуючої системи управління виявив недостатню точність, тому була спроектована нова система, що забезпечує контроль, регулювання і реєстрацію споживання енергоносіїв, а також оптимізацію процесу нагріву валка шляхом синхронізації роботи регуляторів подачі газовоздушной суміші і приводу обертання валка.

Як центральній ЕОМ система використовується промисловий контроллер фірми Siemens, керуючий всією дільницею диференційованої термічної обробки. Для зв'язку системи управління з приводами і регуляторами, були розроблені блоки сполучення з аналогово-цифровими і цифрово-аналоговими перетворювачами.

Для визначення економічної доцільності проекту був проведений розрахунок техніко-економічних показників, який показав, що застосування даної системи дозволить отримати річний економічний ефект в розмірі 2979,66 грн. і забезпечити повну окупність витрат за 3,41 роки.

Був проведений аналіз небезпечних і шкідливих виробничих чинників і визначені шляху мінімізації їх впливу на здоров'я оператора. Так само був зроблений аналіз стійкості об'єкта до впливу ударної хвилі при вибуху 116 тонн пропана на відстані 455 метрів і намічені заходи, направлені на підвищення стійкості об'єкта.

Таким чином, спроектована система забезпечує всі вимоги пред'явлені в завданні. Крім основного призначення, що полягає в забезпеченні регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв, система дозволяє оптимізувати процес прогрівання валка. Невисока вартість, простота і гнучкість дозволяють застосувати цю систему для модернізації існуючого обладнання на металургійних підприємствах важкого машинобудування.

3 СПЕЦІАЛЬНА ЧАСТИНА

3.1 Розробка структурної схеми системи регулювання, контролю і реєстрації споживання

енергоносіїв

Визначимо структуру системи управління процесом градиентного нагріву, що проектується.

До складу системи управління (малюнок 3.2) входять наступні структурні блоки:

об'єкт управління (пальники, двигуни і циліндри приводів);

регулюючі і керуючі органи (регулятори витрати і тиску);

реєструючі органи (блок пам'яті і накопичувач на магнітному диску керуючій ЕОМ);

вимірювальні перетворювачі зворотних зв'язків (датчики витрати, тиску, швидкості, переміщення, температури, струму і напруження);

пристрої узгодження (ЦАП, АЦП, генератори стабільного струму, блоки сполучення);

формувачі адрес пристроїв (дешифратори адреси, демультиплексори каналів введення-висновку, аналогові і цифрові ключі);

регістри проміжного зберігання інформації;

гальванічні розв'язки силового, вимірювального і керуючого ланцюгів (оптичні, трансформаторні).

У

ЕОМ - центральна керуюча ЕОМ; RG - буферні регістри даних; DAC - цифрово-аналоговий перетворювач; ADC - аналогово-цифровий перетворювач; MUX - аналогові двонапрямний дешифратори-демультиплексори; DCA - дешифратор адреси; ПМУ - пульт місцевого управління; БАС - блок аварійної сигналізації; ГСТ - генератори стабільного струму; РР - гідравлічні і пневматичні регулятори витрати; ИП - проміжні перетворювачі; ИПОС - вимірювальні перетворювачі зворотних зв'язків.

Малюнок 3.2 - Структурна схема системи управління ПСН

3.2 Розробка коштів сполучення об'єкта з системою управління

3.2.1 Вибір первинних вимірювальних перетворювачів

По отриманих раніше значеннях швидкості обертання валка, величини переміщення при торцовом орієнтуванні, витрат газу і повітря, тиску газу і повітря, тиску в гидросистеме, струмів і напружень і заданим значенням температур і рівня масла в баку приймаємо до установки наступні типи вимірювальних перетворювачів:

для вимірювання і контролю тиску в поршневих порожнинах гидроцилиндров, в статорах гидродвигателей і на виході насоса: датчики тиску типу «САПФІР - 22ДИ» з технічними характеристиками:

тиск, що вимірюється, МПа100;

максимальний вихідний струм, мА20;

напруження живлення, В 360.72;

опір навантаження, кОм 0.1...2.5;

тип блоку живлення 22БП36 по ТУ25-02720159-81;

закон зміни вихідного струму;

для вимірювання і контролю струму статорів двигунів приводів насосної станції і вентиляторів: трансформатори струму типу ТКЛМ-0.5-300/5 з технічною характеристикою:

номінальне напруження, кВ 0.66;

номінальний первинний струм, А 300;

номінальний повторний струм, А 5;

номінальний клас точності 0.5;

номінальна частота, Гц 50;

технічні умови

ГОСТ 7746-78;

техніка безпеки ГОСТ 12.2.007.0-75;

для вимірювання і контролю напружень на двигунах приводів насосної станції і вентиляторів: трансформатори напруження типу І-50-0.2-3/0.1 з характеристиками:

номінальне первинне напруження, кВ 3;

номінальне повторне напруження, В 100;

номінальна потужність, В А 10;

максимальна потужність, В А 200

номінальна частота, Гц 50;

для вимірювання і контролю температур двигунів, насоса і масла в гидробаке: терморезистор прямого підігрівання типу СТ3-19 з характеристиками:

межа вимірювання температур, З 0...150;

номінальний опір, кОм (при 20 С) 5,1;7,5;10;15;100;

номінальна потужність, Вт 0,125;

номінальне напруження, В до 300.

для вимірювання і контролю температури в робочому просторі печі: термоелектричний перетворювач ТХК-51Б з характеристиками:

межа вимірювання температури, З 0...1100;

максимальна термо-ЕДС, В 1,25;

довжина робочої частини, мм 1200;

маса, кг 4,25;

для вимірювання і контролю витрати газу і повітря: расходомер ДРПГ-60 з характеристиками:

номінальний тиск, МПа 0,6;

максимальна контрольована витрата, м3/ч 12;

максимальний вихідний струм, А 0,02;

напруження джерела живлення, В 24;

опір навантаження, Ом, не менше за 10;

для вимірювання і контролю швидкості обертання валка: тахогенератор ТГ-14/400 з характеристиками:

максимальна частота, що вимірюється, з-1400;

ЕДС при максимальній частоті, В 11;

маса, кг 2,35;

для вимірювання і контролю величини переміщення при торцовом орієнтуванні: фотоелектричний лінійний датчик переміщення HSM-150/2 з характеристиками:

довжина робочої частини, м 0,85;

погрішність вимірювання по всій довжині, % 0,01;

дискретность, имп./мм 150;

напруження джерел живлення, В +5;-5;+12;

рівень вихідного сигналу ТТЛ;

тип вихідних сигналів: 2 послідовності, здвинутих на 90 відносно один одного для визначення напряму руху.

3.2.2 Розробка коштів сполучення з датчиками

д

авления

Схема включення датчика тиску приведена на малюнку 3.3.

Малюнок 3.3 - Схема включення датчика тиску типу САПФІР-22ДИ

Розрахунок елементів схеми.

Визначимо величину опорів R1 і R2. Максимальний струм, що вимірюється IMAX=20 мА, вихідне напруження датчика UВИХ=36 В, що вимірюється напруження UИЗМ=10 В, тоді:;

звідки:.

За технічними характеристиками датчика R1=0.1...2.5 кОм, приймаємо R1=1.5 кОм, тоді:

= 576.9 (Ом).

Приймаємо R2=560 Ом, тоді:

Для підключення АЦП необхідно отримати постійне напруження, пропорційне струму. Для цього застосуємо двухполупериодное випрямляння вимірювального сигналу і амплитудное детектування (малюнок 3.4).

Р

исунок 3.4 - Принципова схема вимірювального каналу струму

Визначимо параметри елементів схеми.

Величина опору резистора R1. На вхід операційного підсилювача повинно подаватися напруження не більше за 10 В. Тогда напруження (синусоидальное) на резисторі R1: UR1=20 В, звідки:

R1=UR1/IT1=20/5=4 Ом,

потужність резистора R1:

PR1=I2R1=524=100 Вт.

Приймаємо резистор R1 типу ПЕЛ-100-3.9. Тоді: UR1=IR1=19.5 Приймаємо ОУ типу 140УД7, вхідний струм якого IВХ. ОУ=0.55 А. По цьому значенню струму і напруження UR1принимаем діоди моста VD1, VD2 типи КД521Б. Стабілітрони VD3, VD4 призначені для захисту ОУ від перевантажень по вхідному напруженню. По максимальному вхідному напруженню ОУ (UВХ. ОУ=10 В) вибираємо стабілітрони типу КС210А. Діод VD5 - КД521А (UVD5=10 В, IMAX=0.55A). Транзистор VT1:

напруження затвор-стік UЗС=UВИХ. ОУ+UПИТ=10 + 15=25 В;

напруження затвор-джерело UЗИ0;

напруження стік-джерело UСИ=UВИХ+UПИТ=10 + 15=25 В;

струм стоку (по вхідному струму АЦП) IС10 мА.

За цими даними приймаємо VT1 типи КП303В.

Резистор R2 - обмежувач струму стоку VT1. Для нормальної роботи детектора IСIВИХ. ОУ=10...15 мА, тоді:

R2= UПИТ/IС= 15/(1510-3)=1 кОм.

Постійна часу інтегрування:

(з).

На не інвертуючий вхід ОУ поступає імпульсний сигнал. На той, що інвертує - постійне напруження з виходу детектора. Посилений ОУ DA1 різницевий сигнал заряджає конденсатор с1, і напруження, що утворюється на йому передається через истоковий повторитель (VT1) на вихід пристрою. Якщо напруження на джерелі транзистора VT1, а, отже, і на інвертуючому вході ОУ DA1 стає більше вхідного імпульсного напруження, різницевий сигнал на виході останнього зникає і конденсатор починає розряджатися через резистор R1. Розрядка продовжується доти, поки напруження на виході детектора не стане менше вхідного на декілька милливольт, внаслідок чого на виході ОУ DA1 знову з'являється посилений різницевий сигнал і конденсатор с1 знов заряджається. Таким чином, створюється динамічний стежачий режим роботи, що забезпечує рівність вхідного і вихідного напружень детектора з точністю до декількох милливольт.

Резистор R3 обмежує струм джерела транзистора VT1 при короткому замиканні в навантаженні детектора.

3.2.4 Сполучення з датчиками напруження

Трансформатор напруження типу І-50-0.2-3/0.1 на повторній обмотке видає напруження 100 В. для підключення АЦП необхідно отримати постійне напруження, пропорційне вхідному. Для цього застосуємо ще один понижувальний трансформатор напруження, двухполупериодное випрямляння і пікове детектування вимірювального сигналу (аналогічно каналу струму).

Р

исунок 3.5 - принципова схема вимірювального каналу напруження

Трансформатор TV2 - типу ТПП207-127/220-50. Використовуються обмотки I’ - до трансформатора TV1 і III’ - до діодів моста. У іншому схема вимірювального каналу напруження повністю повторює схему каналу струму.

За допомогою каналів струму і напруження будуємо канал вимірювання потужності - електронний фазометр [ ] - його схема приведена на кресленні ДП10.96502.007Е3 в графічній частині дипломного проекту.

Пристрій дозволяє вимірювати кут зсуву фаз в межах180. Сигнали на вході - в межах 0.05...30 В. з виходу ФНЧ, зібраного на мікросхемі 140УД6 вийде аналоговий сигнал, пропорційний куту зсуву фаз між двома вхідними сигналами, який потім поступає на вхід АЦП. З виходу індикатора знака зсуву фаз, зібраного на мікросхемах 555ЛА3 і 555ТМ2 в систему управління поступає дискретний сигнал “0” або “1”. Причому “0” означає, що кут зсуву фаз позитивний, т. е. напруження випереджає струм.

Вхідний підсилювач-обмежувач з коефіцієнтом посилення малого сигналу порядку КУ=5 посилює і обмежує сигнал до рівня спрацювання формувача прямокутних імпульсів на мікросхемах 140УД6. З виходу формувача на пристрій-змішувач поступають імпульси ТТЛ-рівня, що отримуються за допомогою мостового випрямляча-обмежувача (діоди КД521А і стабілітрон КС133А). Змішувач, побудований на мікросхемах 555ЛП5, змішує два сигнали (струм і напруження) в імпульсній формі. Внаслідок чого на вхід ФНЧ поступає послідовність імпульсів різної скважности - виходить своєрідна широтно-імпульсна модуляція. ФНЧ інтегрує ці імпульси, перетворюючи їх в безперервний сигнал, придатний для аналогово-цифрового перетворення з великими періодами квантування.

На вхід фазометра потрібно подавати сигнали безпосередньо з датчиків струму і напруження, а не з перетворювачів, що забезпечують безперервний несинусоидальний сигнал.

Після перетворення трьох сигналів: струму, напруження і кута зсуву фаз микропроцессорная система управління може обчислити потужність, споживану двигуном:.

Це дозволить визначити споживання електроенергії двигунами приводів, шляхом інтегрування значення спожитої потужності за часом, що в результаті дасть значення роботи струму.

3.2.5 Сполучення з датчиками температури статорів

двигунів

Д

атчиками температури є терморезистори типу СТ3-19 прямого підігрівання. Приймаємо мостову схему включення з операційним підсилювачем в одному з плечей вимірювального моста (малюнок 3.6).

Малюнок 3.6 - Принципова схема сполучення з датчиком температури

Як датчик температури приймаємо терморезистор прямого підігрівання типу СТ3-19 з номінальним опором (при 20 С) рівним 15 Ком.

3.2.6 Сполучення з датчиками температури в робочому

просторі печі

Датчиками температури в робочому просторі печі є термоелектричні перетворювачі типу ТХК-51Б - термопари занурення з довжиною робочої частини 1200 мм. Термо-ЕДС таких перетворювачів не перевищує 1.5 В при максимальній температурі (1100 С) і при нульовій температурі холодних кінців висновків. Фірмою Analog Devices була розроблена мікросхема AD594 - компенсатор точки танення льоду спеціально для термопар типів ТХК, ТХА, ТПП.

Р

исунок 3.7 - Вимірювальний канал температури в робочому просторі печі ПСН

Функціональне призначення цієї мікросхеми - компенсація надлишкової температури холодних кінців термопари (в ідеалі точне перетворення відбувається при температурі холодних кінців термопари, рівній 0), линеаризация передавальної характеристики термодатчика і посилення рівня сигналу до величини, заданої на виведенні управління мікросхеми (висновки 6 і 9). Балансування мікросхеми проводиться при накоротко замкнених диференціальних входах «+» і «-». За допомогою резистора R2 домагаються нульового напруження на виході компенсатора.

На вхід АЦП повинно подаватися напруження порядку 11 В. Для цього після компенсатора необхідно встановити нормуючий підсилювач з коефіцієнтом посилення КУ=2. Вхідний обмежуючий опір R5=10 кОм, отже, величина опору резистора зворотного зв'язку:

Ом.

Приймаємо R7=22 кОм для забезпечення напруження на виході підсилювача UВИХ=11 при досягненні заданої температури (величина задається напруженням зміщення на висновку U0) спрацьовують транзисторні ключі, і загоряється світлодіод HL1. У разі необхідності в схему можна ввести пристрої звукової сигналізації, для цього в мікросхемі передбачений вихід сигналу з частотою 400 Гц і максимальним струмом навантаження 10 мА. Але, т. до. в загальній системі управління дільницею ДТО звукова сигналізація вже передбачена (температура контролюється модулем LOGO), то це виведення залишене вільним.

3.2.7 Сполучення з датчиками витрати

Вихідним сигналом датчика витрати є ампераж, отже, для передачі його в блок аналогово-цифрового перетворення, необхідна зміна його в пропорційний сигнал напруження. Для цього, на виході перетворювача встановлений резистор R1 - датчик напруження (малюнок 3.8).

Р

исунок 3.8 - Сполучення з датчиками витрати

Розрахуємо елементи схеми.

Величина опору резистора R1: максимальний вихідний струм датчика рівний 20 мА, напруження на вході операційного підсилювача приймаємо рівним 3,6 В, тоді:

(Ом);

потужність резистора R1:

(Вт).

Приймаємо як датчик напруження резистор ОМЛТ-0.125-180.

Визначимо коефіцієнт посилення операційного підсилювача:;

і величину опору резистора зворотного зв'язку:

(Ом).

Приймаємо резистор R4 типу ОМЛТ-0.125.

Для поліпшення параметрів схеми і захисту ОУ від перевантажень по входу і виходу паралельно резистору-датчику можна включити стабілітрон КС136А (на схемі не показаний).

3.2.8 Сполучення з електромагнітними гидроусилителями (регуляторами витрати)

Гидроусилітель керується електромагнітом з пропорційним електричним управлінням. Отже, для регулювання швидкості руху резцовой коронки необхідно сигнал, що поступає від микропроцессорной системи управління, перетворити в аналоговий сигнал струму. Для цього після ЦАП включається генератор струму управління, видаючий на виході струм, пропорційний вхідному напруженню. Оскільки для повноцінного управління електромагнітом необхідне формування струмів різної амплітуди і полярності, як генератор струму приймаємо схему, описану в [ ] (малюнок 3.9). Ця схема може бути отримана із загальної функціональної схеми генераторів струму при умові, що два однакових джерела струму - один для позитивної полярності, а іншої для негативної - працюють на загальний датчик струму (резистор R25) і загальне навантаження з комплексним опором ZНи мають загальний ланцюг зворотного зв'язку. У цій схемі вихідний струм IНв точності повторює форму вхідного напруження UВХи визначається вираженням.

При вказаних на схемі номіналах джерело струму перетворює вхідне напруження від -10 В до +10 В в струм від -1 А до +1 А. Для досягнення високої точності перетворення треба використати резистори R18-R25 з допуском не більше за 1 %.

У

цій схемі можна використати практично будь-які ОУ з відповідними ланцюгами корекції. Потрібно враховувати, що більш висока точність перетворення напруження в струм виходить при використанні ОУ з малими вхідними струмами і напруженнями зміщення. Приймаємо ОУ типу 140УД6 - операційний підсилювач з супер-бета транзисторами на вході. Як регулюючі транзистори VT1 і VT2 можна взяти будь-які транзистори середньої потужності з максимальним коллекторним напруженням більше за 50 В і струмом колектора 0.5 - 1.5

(Ом).

Для отримання вихідного сигналу струму різної полярності необхідне отримання вхідного напруження різної полярності, т. е. на вхід опорного напруження ЦАП треба подавати напруження різної полярності. Для цього застосуємо схему формувача опорного напруження - малюнок 3.10.

Принцип роботи джерела опорного напруження (ІОН) - повторення або інвертування вхідного сигналу. Управління ІОН проводиться по одній дискретній лінії зв'язку: «0» або «1». При надходженні «1» ІОН працює в режимі повторителя, на вхід опорного напруження ЦАП поступає позитивне напруження, з

ледовательно, на виході буде негативне і навпаки.

Малюнок 3.10 - Принципова схема джерела опорного напруження (ІОН) для ЦАП

3.2.9 Сполучення з тахогенераторами

Зі статорной обмотки тахогенератора знімається сигнал напруження, пропорційний частоті обертання вала ротора. При максимальній частоті, що вимірюється 400 з-1ЕДС статорной обмотки дорівнює 11В. Частота обертання валка становить 2-20 з-1, отже, пропорціонально меншає та, що знімається з обмотки ЕДС:

(У).

Отже, необхідний проміжний підсилювач, з коефіцієнтом посилення по напруженню рівним:,

схема якого аналогічна схемі сполучення з датчиками витрати (виключається резистор - датчик напруження R1). Величина опору резистора зворотного зв'язку:

(Ом).

3.2.10 Проектування модулів АЦП і ЦАПА

Модуль аналогово-цифрового перетворення побудований на інтегральній схемі АЦП типу К1113ПВ1 - десятиразрядний АЦП, що сполучається з мікропроцесором. Ця мікросхема не вимагає додаткових пристроїв вибірки і зберігання і проміжних буферних регістрів. Для нормальної роботи перетворювача необхідно ввести проміжний нормуючий підсилювач на інтегральній мікросхемі ОУ типу 140УД8.

Сигнали для перетворення поступають від 24 вимірювальних перетворювачів безперервної дії. Для спрощення схеми модуля АЦП (установки тільки однієї мікросхеми К1113ПВ1 і зменшення числа оптопар для гальванічної розв'язки силового і інформаційного ланцюгів) необхідне включення аналогових мультиплексоров загальною структурою 24-1. Застосуємо мікросхеми типу К590КН6 - аналогові комутатори 8-1, для повного перемикання всіх сигналів необхідні три такі мікросхеми. Для вибору одного з 24 каналів необхідні 5 розрядів адреси: 3 для вибору каналу в мікросхемі і 2 для вибору необхідної мікросхеми.

Мікросхема К1113ПВ1 містить пристрій вибірки і зберігання, власне АЦП і проміжні буферні регістри, - т. е. у разі її застосування не потрібно включення яких небудь додаткових пристроїв.

Модуль цифрово-аналогового перетворення побудований на інтегральній мікросхемі ЦАП типу К572ПА1 - восьмиразрядний цифрово-аналоговий перетворювач. Для отримання сигналів напруження різної полярності було розроблене кероване джерело опорного напруження. Для отримання сигналів струму, необхідних для управління пропорційними розподільниками, розроблені генератори стабільного струму управління.

Максимальний вихідний струм генератора становить 1А. Дискретность перетворення мікросхеми К572ПА1 становить 256. Максимальний хід золотника управління в пропорційних розподільниках рівний 1мм, при цьому швидкість обертання валка є максимальною - 20 з-1, отже, мінімальна швидкість обертання, яку дозволить така система управління, буде становити 0,078 з-1.

Для системи регулювання подачі повітря і газу на пальники: максимальний хід золотника управління рівний 100мм, при цьому витрата газу через розподільник рівний 10м3/ч, отже, мінімальна витрата становить 0,039 м3/ч, що дозволяє управляти процесом градиентного нагріву в дуже широких межах, за рахунок роздільного узгодженого регулювання частоти обертання валка і подачі газовоздушной суміші в робочий простір печі.

3.2.11 Сполучення з датчиками переміщення

Датчики переміщення типу HSM-150/2 являють собою фотоелектричні перетворювачі величини лінійного переміщення в дві послідовності імпульсів ТТЛ-рівня, здвинутих відносно один одного на 90, що дозволяє визначати не тільки величину переміщення, але і напрям руху.

За технічними характеристиками датчика: дискретность становить 15 імпульсів на міліметр, або:

(имп.),

де N - число імпульсів за повне переміщення лінійки;

d - паспортна дискретность датчика, имп./мм;

l - довжина робочої частини датчика, мм.

Для перетворення величини переміщення в паралельний код необхідний рахунковий пристрій з паралельним виведенням. Для організації такого пристрою застосуємо двійкові реверсивні лічильники типу 555ИЕ7. Визначимо необхідне число мікросхем для повного підрахунку числа імпульсів при повному переміщенні жвавої лінійки датчика. Необхідне число двійкових розрядів:,

приймаємо NДВ=17 двійкових розрядів.

Т. до. мікросхеми 555ИЕ7 мають четирехбитовую організацію, то необхідне число мікросхем:.

Приймаємо 4 мікросхеми 555ИЕ7 (16 двійкових розрядів) і одну мікросхему 555ТМ2 (два асинхронних D тригери з прямими і інверсними виходами і роздільними установкою і скиданням).

Причому D-тригери необхідно включити в режимі рахункових Т-тригерів, для чого необхідно з'єднати інверсний вихід тригера з тактовим входом (принципова схема пристрою приведена в графічній частині проекту - креслення ДП10.96502.007Е3).

Організація роботи мікросхем 555ИЕ7 дозволяє без яких-небудь додаткових пристроїв автоматично визначати напрям рахунку - два рахункових входи «+1» і «-1» працюють синхронно по фронту поступаючого імпульсу: коли на вході «+1» з'являється високий рівень, а на вході «-1» проходить фронт імпульсу, лічильник сприймає це як декремент поточного стану тригерів, і навпаки - коли на вході «-1» високий рівень, а на вході «+1» - фронт імпульсу - відбувається инкрементирование поточного значення.

Вхід R - скидання поточного стану - має пріоритет над всіма іншими входами мікросхеми і використовується для обнулення що міститься лічильників в кінці кожного заданого переміщення валка, щоб уникнути появи постійно наростаючої накопиченої погрішності, що становить 0.01% на одне повне переміщення жвавої лінійки датчика, а з урахуванням фазового зсуву між послідовностями на рахункових входах мікросхем 555ИЕ7 ця погрішність буде залежати ще і від частоти проходження імпульсів, т. е. - від швидкості переміщення валка.

3.3 Вибір необхідних джерел живлення для пристроїв сполучення і узгодження

По розрахованих раніше елементах принципової схеми системи регулювання, контролю і реєстрації споживання енергоносіїв визначимо необхідні величини живильних напружень для забезпечення нормальних режимів роботи всіх блоків системи.

Для пристроїв, до складу яких входять мікросхеми операційних підсилювачів (140УД6, 140УД7, К544УД2) необхідні джерела живлення, що забезпечують двухполярное напруження15У, при струмі (загальний струм споживання пристроями сполучення від такого джерела) біля 2.5

Для генераторів стабільного струму необхідне джерело напруження24У з струмом навантаження не менше за 25А по кожному каналу.

Крім того, для живлення первинних перетворювачів потрібні наступні напруження:

+5У,, +12В - для живлення датчика переміщення HSM-150/2;

36У - для живлення вимірювальних перетворювачів тиску САПФІР-22ДИ;

+24У - для живлення вимірювальних перетворювачів витрати ДРПГ-60.

Приймаємо до установки наступні типи блоків живлення:

22БП36 - для живлення перетворювачів САПФІР-22ДИ (входять в комплект постачання);

БПМ-303М - для живлення перетворювачів HSM-150/2 і ДРПГ-60 (забезпечує наступні величини напружень:

+5У при струмі 5А;

- 5В при струмі 5А;

+12У при струмі 0.5 А;

+24У при струмі 0.1 А);

УБП-24/50-3 УХЛ4.2 - для живлення генераторів стабільного струму (забезпечує напруження24У при струмі навантаження 50А по кожному каналу);

УБП-15/10-2 УХЛ4.2 - для живлення пристроїв, до складу яких входять мікросхеми операційних підсилювачів (забезпечує напруження15У при струмі навантаження 10А по кожному каналу);

D2-10M - для живлення пристроїв, до складу яких входять мікросхеми серії 555 (забезпечує напруження +50,5 В при струмі навантаження до 2.5 А).