Материалы сайта
Это интересно
Hазработка системы регулирования, контроля и регистрации потребления энергоносителей печью скоростного нагрева
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 Ммакс=1300Н(м
и заданной (максимальной) скорости вращения валка Vмакс=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 |Нм |1650 |
|валу ротора | | |
|Номинальный вращающий момент на |Нм |1500 |
|валу ротора | | |
|Рабочее давление |МПа |32 |
|Максимальная частота вращения вала |С-1 |4 |
|ротора | | |
|Рабочий объем |М3/об |526(10-6 |
|Номинальный расход рабочей жидкости|М3/с |0,87 |
|Механический КПД | |0,975 |
|Объемный КПД | |0,87 |
|Максимально допустимая температура |(С |120 |
|рабочей жидкости | | |
|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):
[pic]14,83(МПа) (2.1),
где МMAX – момент сопротивления на валу мотора, Н(м;
VГ – рабочий объем мотора, м3/об;
(М – механический КПД мотора.
Расход рабочей жидкости на входе и выходе гидромотора:
[pic](м3/с) (2.2);
[pic] (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 (pLИС=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.
Технические характеристики гидроаппаратов приведены в таблицах 2.2 и
2.3.
Таблица 2.2 – Технические характеристики гидроаппаратуры
|Параметр |Ед.из|Фильтр 1П110.19.00.190 |Замок ЗГД-10-4 |
| |м | | |
|1 |2 |3 |4 |
|Давление |МПа |32 |25 |
|паспортное | | | |
|Расход рабочей |М3/с |23,3(10-4 |6,67(10-4 |
|жидкости | | | |
|паспортный | | | |
|Потери давления |МПа |0,2 |0,7 |
|Утечки рабочей |М3/с |4,1(10-6 |7,3(10-6 |
|жидкости | | | |
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 |33(10-4 |50(10-4 |
|Потери давления |МПа |0,3 |0,7 |
|Потери рабочей жидкости |М3/с |- |13(10-6 |
|Диаметр условного прохода |м |25(10-3 |25(10-3 |
|Площадь сечения условного прохода|М2 |4,9(10-4 |4,9(10-4 |
|(средняя) | | | |
|Ход золотника управления |м |1,6(10-3 |0,8(10-3 |
|Диаметр управляющего золотника |м |10(10-3 |(0,8(10-3) |
|(диаметр проходной щели) | | | |
|Диаметр регулирующего золотника |м |25(10-3 |45(10-3 |
|Коэффициент обратной связи |А/мм |0,26 |0,23 |
|Масса управляющего золотника |кг |1 |2,3 |
Определяем потери давления в гидроаппаратах:
в напорном фильтре:
[pic](Па);
в гидравлическом замке:
[pic](Па);
в регуляторе расхода:
[pic](Па)
Суммарные потери давления в гидроаппаратуре:
[pic](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[pic]:
[pic](Па).
Определяем параметры насосной установки.
Максимальное давление на выходном патрубке насоса:
[pic](Па);
минимальное:
[pic](Па).
Требуемая подача насоса:
[pic],
где (QУ=(QФ+(QГЗ+(QГР=24,4(10-6 (м3/с)– утечки рабочей жидкости в
гидроаппаратах (паспортные);
[pic](м3/с).
Механические и скоростные характеристики спроектированного
гидропривода рассчитаем с помощью программного продукта SPEED
(ДП10.00094.01ПД) – рисунки 2.2 и 2.3.
Рисунок 2.2 – Механические характеристики привода вращения валка
Рисунок 2.3 – Скоростные характеристики привода вращения валка
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 FMAX=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 рБ
на входе в поршневую полость (при условии, что давление на выходе рВ=0):
[pic] (Па), (2.4)
где SБ – площадь поршневой полости гидроцилиндра, м2;
(М – механический КПД гидроцилиндра.
Расход на входе и выходе гидроцилиндра:
[pic] (М3/С), (2.5)
[pic] (М3/С).
Таблица 2.4 – Технические характеристики гидроцилиндра 1П110.16.10.000
|Параметр |Ед. изм. |1П110.16.10.000 |
|1 |2 |3 |
|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 (рдс=0.083(106
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 |23.3(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 |
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 |33(10-4 |50(10-4 |
|Потери давления |МПа |0.3 |0.7 |
|Расход утечек |м3/с |- |13(10-6 |
|Диаметр условного |мм |25 |25 |
|прохода | | | |
|Площадь условного |м2 |4.9(10-4 |4.9(10-4 |
|прохода | | | |
|Диаметр основного |мм |25 |45 |
|золотника | | | |
|Ход основного золотника|мм |6.2 |3.5 |
|Диаметр золотника |мм |10 |0.8(диаметр |
|управления | | |сопла) |
|Ход золотника |мм |1.6 |0.8 |
|управления | | | |
|Коэффициент обратной | |0.26 |0.23 |
|связи | | | |
|Масса основного |кг |1 |2.3 |
|золотника | | | |
Потери давления в напорном фильтре:
[pic] (Па);
потери давления в гидравлическом замке:
[pic] (Па);
потери давления в дросселе одностороннем:
[pic][pic] (Па);
потери давления на регуляторе расхода:
[pic][pic] (Па).
Суммарные потери давления в гидроаппаратуре:
(рАП=(рФ+(рГЗ+(рДР+(рРП=0.196(106 (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:
[pic][pic] (Па).
Определяем выходные параметры насосной установки. Максимальное
давление на выходном патрубке:
рАМАХ=(рАП+(рДС+(рГР+рБ=12.1(106 (Па);
минимальное:
рАМIN=(рАП+(рДС+(рГР=0.282(106 (Па).
Требуемая подача насоса:
QAMAX=QБ+(QУ,
где (QУ=((QУ.АП=25.9(10-6 м3/с – суммарный расход утечек в
гидроаппаратах.
QАМАХ=3.42(10-4+25.9(10-6=3.67(10-4 (м3/с).
Площадь условного прохода дросселя:
[pic] м2.
Механические и скоростные характеристики (рисунки 2.4 и 2.5)
рассчитаем с помощью программы SPEED.
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):
QАМАХ=QБМАХ=5.26(10-4(2=10,52(10-4 (м3/с),
рАМАХ=рБМАХ=14.83(106(Па),
где QБМАХ – наибольший из расходов приводов;
рБМАХ – наибольшее из давлений в приводах.
По значениям расхода и давления выбираем трехсекционный шестеренный
насос типа НШ-63-63-50 с номинальным давлением рА=16 МПа и расходами по
секциям (14.5-14.5-11.5) м3/с.
Определим необходимую мощность на валу насоса:
[pic] (кВт),
где [pic]=0.86 – полный КПД насоса.
Выбираем приводной двигатель для насосной установки типа
2ЭДКОФ250М4У2.5 исполнения JM4001.
Одна секция насоса с расходом 14.5(10-4 м3/с работает на привод
вращения валка, другая с расходом 14.5(10-4 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
[pic] - передаточная функция генератора тока управления,
kY = IВЫХ/UВХ = 0.85/10 = 0.085 (А/В) - коэффициент передачи
генератора тока;
ТУ = 0.002 с - постоянная времени генератора тока.
Таким образом:
[pic].
[pic] - передаточная функция пропорционального электромагнита,
kПЭ = x0/IВЫХ = 1.6(10-3/0.85 = 1.88(10-3 (м/А) - коэффициент передачи
электромагнита;
ТЭ = LМАГН/RМАГН = 0.01c - постоянная времени электромагнита.
Таким образом:
[pic].
[pic]- передаточная функция гидравлического потенциометра с обратной
связью,
[pic] - коэффициент передачи потенциометра:
[pic]= 538.08 (м2/c);
kД = kP(x0/pВХ = 538.08(10-3/14.1(106 = 0.03(10-6 (м5/Н(с);
[pic]= 15.9(10-4 (м2);
[pic]= 64.05(105 (Н/м);
тогда kП = 4.52;
[pic]= 2(10-3 (с) - постоянная времени потенциометра;
[pic] - относительный коэффициент демпфирования колебаний.
Тогда:
[pic].
[pic] - передаточная функция основного золотника.
Для привода вращения валка: k3 = QБ/L = 0.098;
для привода торцового ориентирования: k3 = QБ/L = 0.049.
[pic] - передаточная функция гидроцилиндра и гидромотора.
Для привода торцового ориентирования:
[pic]= 26.31 (м-2) - коэффициент передачи гидроцилиндра;
[pic]= 22.1(103 (Н/м) - жесткость гидроцилиндра;
[pic]= 1.23 (с) - постоянная времени гидроцилиндра;
[pic]= 0.28 - относительный коэффициент демпфирования колебаний;
тогда:
[pic].
Для привода вращения валка аналогично:
[pic].
[pic] - передаточная функция звена для получения выходного параметра -
скорости. Принимаем дифференцирующее звено с глубиной дифференцирования а=1
и постоянными времени Т1=Т2=0.1:
[pic].
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.
[pic]
Рисунок 2.7 - ЛАЧХ и ЛФЧХ гидропривода без корректирующих звеньев
[pic]
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).
[pic]
Рисунок 2.9 - ЛАЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена №1
[pic]
Рисунок 2.10 - ЛАЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена №2
[pic]
Рисунок 2.11 - График переходного процесса в гидроприводе торцового
ориентирования
[pic]
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 tПП(2.1 с; для привода торцового ориентирования -
tПП(1.8 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:
1) создание наилучших условий для обеспечения максимального теплового
потока к нагреваемому материалу;
2) интенсивный подвод теплоты в печь при возможно более полном ее
использовании в рабочем объеме печи;
3) обеспечение развитого принудительного движения газов в печи;
4) совмещение топочного пространства с рабочим пространством печи;
5) 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
920(С.
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:
[pic] (Дж),
где qМЕТ – 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:
[pic],
где сСТАЛЬ – удельная теплоемкость стали 75ХМФ,
сСТАЛИ=0.385 кДж/кг((С;
mВАЛКА – масса прогреваемой части валка, кг;
Т1=450(С и Т2=920(С – соответственно начальная и конечная температура
валка, (С.
Определим (приблизительно) массу прогреваемой части валка:
[pic],
где (СТАЛИ=7850 кг/м3 – плотность стали 75ХМФ;
V – объем прогреваемой части бочки валка, м3,
[pic],
где h=1500 мм – длина бочки валка;
R=600 мм – внешний радиус бочки;
r=540 мм – внутренний радиус прогреваемой части.
[pic] (м3);
[pic] (кг);
[pic] (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 20(С до конечной температуры поверхности валка:
[pic]
Обозначения аналогичны формуле (2. ).
[pic] (кг);
[pic] (Дж).
Если учесть постоянное вентилирование рабочего пространства печи,
обеспечивающее трехкратный обмен атмосферы в течение часа, то получаем:
[pic] (Дж).
Таким образом, необходимое количество теплоты для нагрева валка:
[pic] (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:
[pic] (Дж).
Учитывая КПД горелки, равный (ГОР=0.75, получаем:
[pic] (Дж).
Масса газовоздушной смеси:
[pic] (кг),
и ее объем:
[pic] (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=(5(С. Для нагрева на 5(С необходимо сгорание 0.0033 кг газовоздушной
смеси (или 0,0029 м3). При расходе R=7.272 м3/ч такое количество газа
сгорит за
[pic] (ч) или t5=39 (с).
Следовательно, за это время валок должен сделать три четверти оборота,
отсюда, полный оборот будет совершен за
[pic] (с),
т.е. минимальная скорость вращения валка:
[pic] (с-1).
При этом неравномерность распределения градиента температур по
поверхности бочки валка составит не более (t=(5(С.
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:
- автоматизированная система управления должна позволять автоматическое
регулирование скорости вращения валка для обеспечения равномерного
распределения градиента температур по поверхности бочки валка, что также
позволит несколько снизить потребление природного газа за счет
оптимального вращения валка (автоматическое управление гидроприводами –
регулируемый привод вращения валка и следящий привод торцового
ориентирования);
- автоматизированная система регулирования потребления энергоносителей
(природного газа) должна таким образом настраивать регуляторы расхода
(схема пневматическая газовая принципиальная – чертеж ДП10.), чтобы
подача газа была минимально возможной при сохранении оптимальных
параметров нагрева в печи ПСН (согласование работы привода вращения валка
и системы подачи газовоздушной смеси на горение);
- автоматизированная система контроля потребления энергоносителей
(природного газа и электроэнергии) должна производить замеры потребления
энергоносителей и в случае отклонения от допустимых параметров
(увеличение силы тока, снижение напряжения, увеличение или снижение
расхода или давления газовоздушной смеси) выдать предупреждающий или
аварийный сигнал на пульт оператора (а при работе в автономном режиме
проанализировать – возможно ли дальнейшее функционирование ПСН до
окончания цикла прогрева и, в зависимости от принятого решения либо
заблокировать работу объекта сразу либо завершить цикл нагрева валка и
после этого запретить дальнейшее функционирование до устранения
неисправности);
- автоматизированная система регистрации потребления энергоносителей должна
обеспечивать запись, хранение и считывание информации о потреблении
энергоносителей (природного газа и электроэнергии) за некоторое время
работы ПСН (один цикл прогрева валка, смена, либо любой другой на выбор
оператора). Причем хранение информации должно обеспечиваться даже при
отключении напряжения питания сети.
Кроме того, алгоритмы работы проектируемой системы управления не
должны вносить каких-либо кардинальных изменений в общий алгоритм работы
участка ДТО, который управляется от одной общей управляющей ЭВМ на базе
микропроцессора семейства INTEL Pentium II. Все средства сопряжения должны
быть рассчитаны на подключение к портам ввода-вывода именно этого типа ЭВМ
и, в то же время, обладать достаточной гибкостью и поддерживать нормальное
функционирование в случае замены микропроцессора на другой, более новый или
построенный по отличающейся архитектуре.
-----------------------
[pic]
M,Н(м
V,с-1
[pic]
V,с-1
SДР,м2(10-4
(, м/с
[pic]
F, кН
[pic]
(, м/с
SДР,м2(10-4
WГТ(ps)
WПЭ(ps)
WП(ps)
WЗ(ps)
WИО(ps)
WД(ps)
WОС(ps)
ГИДРОУСИЛИТЕЛЬ
UY
V