Метод идентификации температуры прокатываемой полосы в межклетевом промежутке чистовой группы стана горячей прокатки для коррекции управления электроприводом петледержателя

Тип работы:
Реферат
Предмет:
Общие и комплексные проблемы технических и прикладных наук и отраслей народного хозяйства


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ЭЛЕКТРОПРИВОДА
УДК 621. 313. 333 Мещеряков В. Н., Диденко Е. Е.
ФГБОУ ВО «Липецкий государственный технический университет»
МЕТОД ИДЕНТИФИКАЦИИ ТЕМПЕРАТУРЫ ПРОКАТЫВАЕМОЙ ПОЛОСЫ В МЕЖКЛЕТЕВОМ ПРОМЕЖУТКЕ ЧИСТОВОЙ ГРУППЫ СТАНА ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ ДЛЯ КОРРЕКЦИИ УПРАВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОПРИВОДОМ ПЕТЛЕДЕРЖАТЕЛЯ
В статье приводится метод косвенного определения температуры прокатываемой полосы в первом межклетевом промежутке чистовой группы стана горячей прокатки для точного определения момента нагрузки и расчёта вращающего момента, развиваемого электроприводом петледержателя.
Ключевые слова: система автоматического регулирования натяжения, петледержатель, натяжение полосы, температура полосы.
Введение
Для эффективной работы системы регулирования натяжения полосы (САРН) чистовой группы стана горячей прокатки (особенно это касается САРН, построенных по косвенному принципу) необходимо как можно точнее определить момент нагрузки, действующий на вал петлерегулирующего устройства (петледержа-теля) со стороны прокатываемой полосы и, соответственно, как можно точнее рассчитать и сформировать крутящий момент электропривода петледержателя [1,2].
На вал петледержателя при прокатке действует момент нагрузки, определяемый выражением [3−5]:
Мнагр.= Мнеур. + Мвес + Мнат + М
(1)
где Мнеур — момент от неуравновешанных частей при горизонтальном положении петледержателя- Мвес — момент нагрузки на валу петледержателя от веса полосы- Мнат — момент нагрузки на валу петледержателя от натяжения- Мизг — момент нагрузки на валу петледержателя от изгиба. Все составляющие (1) являются функциями угла поворота рамы петледержателя.
Соотношение величин, составляющих общий момент нагрузки, не является константой и зависит от ряда факторов, в частности от толщины прокатываемой полосы, т. е. фактически от номера межклетевого промежутка чистовой группы. Рассмотрим соотношение Мнат и Мизг. Например, для первого межклетевого промежутка толщина полосы значительна (более 20 мм для большинства отечественных станов горячей прокатки), межклетевые натяжения достаточно малы. При таких параметрах, например, отношение Мнат/Мизг значительно меньше 1 [6]. Составляющая Мизг гораздо больше Мнат. В то же время для последних промежутков чистовой группы соотношение меняется и Мнат становится больше Мизг. Тем не менее для первого межклетевого промежутка величина Мизг является значительной и оказывает существенное влияние на общий момент нагрузки. Значение Мизг определяют выражением
МИзг = 2Во Н+1
Яоош/Цм,
(2)
где с* - предел текучести прокатываемого металла- Н, м — толщина металла в межклетевом промежутке- В — ширина полосы металла- Я — радиус рычага петледержателя- ?,+1 — длина межклетевого промежутка- а — угол подъёма петледержателя [1,2,10].
В данном выражении величины Я, Ь, ?+1 являются постоянными, В — условно постоянной [1−4]. Фактическая величина Н, м при прокатке может меняться, например, при работе нажимных устройств клетей. Угол подъёма также меняется при реакции петледержателя на различного рода возмущения, происходящие в электромеханической системе межклетевого промежутка и вызывающие, например, изменение секундных объёмов прокатываемой полосы при работе нажимных устройств. Рассмотрим, однако, выражение (2) с точки зрения зависимости величины Мизг от предела текучести с*.
Величину с8 практически во всех САРН принимают в расчётах как постоянную величину. Тем не менее для расчёта предела текучести имеется следующее выражение [7]:
А
т Т
(3)
© Мещеряков В. Н., Диденко Е. Е., 2016
где Т — температура прокатываемого металла, °С- А, т1 — эмпирически определяемые коэффициенты, индивидуальные для каждого металла (находятся по таблицам [7]). Из выражения (3) видно, что предел текучести прокатываемой полосы является функцией её температуры.
В то же время перепад температуры полосы от «головы», выходящей из черновой группы полосы к «хвосту», в ряде случаев может достигать значительных величин [11−14]. Достаточно типичные примеры графиков температуры подката за 5 клетью для стана горячей прокатки показаны на рис. 1. Также известно, что в зависимости от времени прокатки перепад температуры на входе в чистовую группу от переднего до хвостового конца полосы может изменяться от 45−50°С
о, =
е
для полос конечной толщиной 10−12 мм до 200−220°С для полос конечной толщиной 1,2−1,5 мм [8,9]. «Голова» полосы, как правило, имеет более высокую температуру. Можно утверждать, что температура полосы в первом промежутке также будет неодинакова по длине.
Рис. 1. Примеры температур подкатов за 5 клетью стана горячей прокатки
Неравномерность температуры полосы по длине при входе в чистовую группу определяется рядом факторов. К таковым относится разное время нахождения разных сечений полосы на промежуточном рольганге (и соответственно разное время охлаждения), неравномерность нагрева сляба в методических печах, наличие окалины [7,12]. Кроме того, на равномерность нагрева подката к чистовой группе влияет наличие «глиссаж-ных меток». В случае прокатки металла в чистовой группе с ускорением «температурный клин» от промежутка к промежутку сглаживается и при определённых ускорениях может стать отрицательным (т.е. «хвост» полосы может стать горячее «головы»). Тем не менее если рассматривать первый межклетевой промежуток, то «температурный клин» ярко выражен и перепад температуры может достигать 85 °C [7−9].
Основная часть
Из выражений (1)-(3) видно, что т.к. от температуры прокатываемой полосы зависит составляющая Мизг, то соответственно и общий момент нагрузки на вал петледержателя. Если САРН в оценке момента нагрузки и при расчёте момента, развиваемого электроприводом петледержателя, будет исходить из постоянной величины предела текучести полосы в промежутке, то естественно, что изменяющаяся по длине температура металла будет негативно сказываться на работе системы, т.к. расчётный момент, развиваемый электроприводом петледержателя, не будет соответствовать фактическому, и петледержатель будет отклоняться в ту или иную сторону. При этом САРН данную ситуацию будет воспринимать, как изменение секундных объёмов полосы и будет пытаться регулировать натяжение полосы (хотя в данной ситуации изменения натяжения не происходит), выдавая коррекцию задания на скорость в смежные электроприводы клетей. Естественно, это будет ошибкой в работе САРН.
Очевидно, что для использования температуры
прокатываемой полосы в расчёте момента электропривода петледержателя для повышения эффективности работы САРН требуется её точное определение.
Рассмотрим идентификацию температуры полосы прокатываемого металла в первом межклетевом промежутке. Для этого используем стан горячей прокатки, состоящий из 5 черновых и 8 чистовых клетей, включая чистовой окалиноломатель. Перед 6 клетью располагается гидросбив окалины. Температура подката в чистовую группу определяется пирометром, расположенным за 5 клетью черновой группы (рис. 2). На отечественных станах горячей прокатки, в частности на стане 2000 ПГП ПАО «НЛМК», датчик температуры подката стоит только в указанном месте. Измерение температуры непосредственно перед чистовой группой, а тем более в межклетевых промежутках, широко распространёнными типами инфракрасных датчиков не представляется возможным из-за крайне агрессивной окружающей среды с наличием плотного пара (особенно в зимний период), брызг и потоков воды и т. д. Поэтому для определения «прогнозируемой» температуры полосы, в частности в первом межклетевом промежутке, предлагается использовать методику, изложенную в работе [7]. Данная методика применяется для оценки температуры в межклетевых промежутках чистовой группы и управления работой системы межклетевого охлаждения полосы и системы начальной настройки для расчёта заправочных скоростей, ускорения при прокатке с ускорением и т. д. Согласно предлагаемой методике конечная температура полосы после первой клети чистовой группы (клеть № 6) будет рассчитываться по формуле [7]
Т = - дг™ — дг-л+дг/ - дг-'-
(4)
где Т — температура металла после первой клети чистовой группы- Ту-1 — температура металла после последней клети черновой группы (клеть № 5 стана горячей прокатки), измеряемая датчиком температуры- АТ™, — - потеря тепла от излучения и конвекции на пути полосы от 5 клети до 6 (в основном на промежуточном рольганге) — А 7®& quot-, — - потеря тепла при контакте металла с валками при прокатке в 6 клети (теплоотдача валкам) — АТу — нагрев полосы при прокатке — приращение температуры вследствие поглощения энергии деформации- А- потеря тепла от работы гидросбива перед 6 клетью.
Определение А7™/. Сначала находят температуру металла после охлаждения путём излучения по выражению
гри _
1000
— 273,
(5)
1000
V Т-1 + 273 у
+сп
'-0 к
где Тч — температура металла после последней клети черновой группы (клеть № 5 стана горячей прокатки), измеряемая датчиком температуры- С0 = 0,05510−9 (ммДХ3х)) — теплофизический коэффициент- /0 — время охлаждения металла в ожидании прокатки.
Тогда падение температуры полосы вследствие
3
3
теплопотерь излучением
ДТи = тм --
1000
(
1000
л3
¦ + 273. (6)
Т. _! + 273
V 1
+ С ¦ ^ + С0 ,
к
Теплоотдача металла окружающему воздуху конвекцией в начале прокатки при высокой температуре и малых скоростях очень мала. Считают, что она составляет 5−10% от потерь тепла излучением и учитывают введением поправки в падение температуры при лучистом теплообмене, используя для оценки совместного влияния излучения и конвекции формулу
ДТик = (1,05… 1,07) ¦ ДТ& quot-
(7)
Для расчёта приращения температуры полосы вследствие поглощения энергии деформации ДТ5 используем его прямую связь с расходом энергии на собственно прокатку:
ДТд = 4,76 ¦ ж.
пр!:
(8)
где — удельный расход энергии на прокатку (кВт^ч/т) в 6 клети (первая клеть чистовой группы).
Удельный расход энергии на прокатку будем вычислять по формуле (для полос толщиной свыше 1 мм)
и
пр/
=24ки-1п (1пкпЛпкк),
(9)
где ки — поправочный коэффициент на марку стали.
Для определения теплоотдачи валкам ДТ®Л используем формулу
Т. — ДТИК -ДТвл = 0,218 —
1, П-1+п

(10)
I,
К- ¦ (1+к, /Пч)'-
где Т/-1-ДТ/1Ж- температура металла в начале охлаждения, С0- Т/я — температура валка, С°- 1С/ - сплющенная дуга контакта, мм- к/, к/-1 — толщина полосы до и после обжатия в клети, мм- V/ - скорость полосы, м/с.
1С] = Х]
1+
(11)
где Я — несплющенный радиус рабочих валков- X/ -протяжённость очага деформации за линию центров валков- Дк/ - абсолютное обжатие в клети.
При горячей прокатке сплющивание валков имеет пренебрежимо малый эффект, особенно при прокатке крупных сечений, поэтому принимаем х/=0.
Влияние гидросбива окалины учитывается формулой И. Шварцера
ДТ/С =
0,73 ¦ Т
к ¦ (1 + V)
(12)
где Т, к и V — температура, толщина и скорость полосы в зоне гидросбива соответственно, °С, мм и м/с.
На рис. 3 приведен пример функциональной схемы САРН для одного межклетевого промежутка. В соответствии с данной схемой электропривод петле-держателя развивает момент, определяемый заданием на ток I. В свою очередь, величина I обрабатывается блоком ограничения с регулируемыми значениями ограничения, которые определяются рассчитанной по формуле (1) величиной момента (в формате задания на ток). Поскольку система построена так, что регулятор позиции выдаёт сразу после заполнения полосой межклетевого промежутка максимальное задание на ток, то фактически электропривод отрабатывает ограниченное
т-*
значение I огр, которое и определяется математическим расчётом (БРМ-блок расчёта момента) в соответствии с выражением (1).
Для повышения точности расчёта момента, учитывая температуру прокатываемой полосы, необходимо в БРМ учесть выражения (3)-(12). При этом БРМ необходимо обеспечить данными с пирометра за последней клетью черновой группы, необходимыми константами, участвующими в расчётах по вышеприведённым выражениям, значениями скорости полосы после окалиноломателя (в зоне гидросбива), значениями толщины подката и после обжатия в первой клети чистовой группы и др. В случае построения САРН на основе программируемых логических контроллеров и при интегрировании в АСУТП чистовой группы стана горячей прокатки указанные данные можно получить в САРН из смежных подсистем, например из системы начальной настройки стана.
Рис. 2. Участок промежуточного рольганга непрерывного стана горячей прокатки
3
х
X
ч_X
Клеть 1 '- Клеть ?+1
Рис. 3. Функциональная схема й САРН для одного межклетевого промежутка с коррекцией момента электропривода петледержателя по температуре полосы
На рис. 3 СУГП, СУЭП ПД — системы управления главными приводом петледержателя-
М — электродвигатель- БУ — блок умножения- Д — дифференциальное звено- БО — блок ограничения- ДП, ДТ — датчики положения и тока- РП, РПТ — регулятор позиции петледержателя и регулятор петли- БД — блок деления- ЗИ — задатчик интенсивности- крпт — выходной сигнал регулятора петли- кпд — результирующий сигнал коррекции скорости клети /, при этом кпдг=крпт& quot-кЕд у+1- Уз — сигнал задания на скорость
главного электропривода клети- а — фактический угол
*
поворота рамы петледержателя- а — задание на максимальный угол- а раб — задание на рабочий угол петледержателя- кру — коэффициент рабочего угла- ю — угловая скорость петледержателя- Аа= а — а- ю- Аараб= а раб--а-ю- I — выходной сигнал регулятора позиции петле-
т-*
держателя- I огр — задание на ток электропривода петле-
держателя,
рассчитанное
как
I огр=Мдв/?Фн=
=Р (а,?°)/кФн. БРМ-блок расчёта момента электродвигателя петледержателя как Мдв=Р (а,/°) — расчёт, соответствующий выражению (1), но с учётом в расчёте Мизг по формуле (2) температуры полосы при соответствующем расчёте в соответствии с выражениями (3)-(12).
Заключение
Для повышения точности расчёта момента электропривода петледержателя в первом межклетевом промежутке чистовой группы стана горячей прокатки рассмотрена методика косвенного определения температуры прокатываемой полосы. Предложена функциональная схема САРН для одного межклетевого промежутка с коррекцией момента электропривода петле-держателя по температуре полосы.
Список литературы
1. Система автоматического регулирования натяжения и петли с перекрестными связями для широкополосного стана горячей прокатки / А. С. Карандаев, С. А. Евдокимов, А. А. Чертоусов, В. Р. Храмшин // Изв. вузов. Электромеханика. 2004. № 2. С. 21−27.
2. Храмшин В. Р. Разработка электротехнических систем непрерывной группы стана горячей прокатки при расширении сортамента полос: дисс. … д-ра техн. наук- Магнитогорский государственный технический университет им. Г. И. Носова. Магнитогорск, 2013. 393 с.
3. Стефанович В. Л. Автоматизация непрерывных и полунепрерывных широкополосных станов горячей прокатки. М.: Металлургия, 1975. 208 с.
4. Дружинин Н. Н. Непрерывные станы как объект автоматизации. М.: Металлургия, 1975. 336 с.
5. Математическая модель взаимосвязанных электротехнических систем непрерывной группы широкополосного стана / В. Р. Храмшин, А. С. Карандаев, И. Ю. Андрюшин, А. Н. Гостев // Машиностроение: сетевой электронный научный журнал. 2013. № 1. С. 12−21.
6. Фомин Г. Г., Дубейковский А. В., Гринчук П. С. Механизация и автоматизация широкополосных станов горячей прокатки. М.: Металлургия, 1979. 232 с.
7. Зайцев В. С., Третьяков В. А. Проектирование параметров и режимов работы оборудования листопрокатных цехов: учеб. пособие. Липецк: ЛГТУ, 2009. 660 с.
8. Мещеряков В. Н., Диденко Е. Е. Влияние температуры подката чистовой группы стана горячей прокатки на работу электропривода петледержателя. // Электротехнические системы и комплексы. 2012. № 20. С. 41−52.
9. Мещеряков В. Н., Диденко Е. Е. Влияние температуры полосы в чистовой группе стана горячей прокатки на момент нагрузки электроприводов петледержателей // IX Международная научно-практическая конференции «Техника и технология: новые перспективы развития». -2013. С. 16−21.
10. Мещеряков В. Н., Диденко Е. Е. Математическое описание сил и моментов нагрузки петледержателя // Электротехнические комплексы и системы. 2010. С. 18−23.
11. Khramshin V.R. Study of Thickness Control of Strip Head Section Using Mathematical Simulation Methods / V.R. Khramshin, A.S. Karandaev, A.A. Radionov, R.R. Khramshin // Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия Энергетика. Вып. 13. 2013. № 1. С. 144−153.
12. Shilyaev P.V., Andryushin I. Yu., Golovin V.V., Radionov A.A., Karandaev A.S., Khramshin V.R. Algorithms of a Digital Automatic System for Tension and Loop Control in a Wide_Strip Hot_Rolling Mill // Russian Electrical Engineering. 2013, vol. 84, no. 10, pp. 533−541.
Information in English
doi: 10. 3103/S106837121310009X.
13. Radionov A.A., Karandaev A.S., Khramshin V.R., Andryushin I. Yu., Gostev A.N. Speed and Load Modes of Rolling Hollow Billet at the Wide-Strip Rolling Mill. Proceedings of 2014 International Conference on Mechanical Engineering, Automation and Control Systems (MEACS). 2014. 5 p. doi: 10. 1109/MEACS. 2014. 6 986 841.
14. Согласование скоростей взаимосвязанных электроприводов клетей черновой группы прокатного стана / А. С. Карандаев, В. Р. Храмшин, А. А. Радионов, И. Ю. Андрюшин, В. В. Галкин, А. Н. Гостев // VII Междунар. (XVII Всерос.) науч. -техн. конф. по автоматизированному электроприводу (АЭП-2012): сб. тр. Иваново: ИГЭУ, 2012. С. 652 657.
Method of Strip Temperature Identification in the Gap Between Two Stand of Finishing Group of the Hot Rolling Mill for Adjustment of Electric Drive Control of the Looper
Mecheryakov V.N., Didenko E.E.
The article describes the method of indirect determination of temperature of the strip in the first gap of the finishing group of a hot rolling mill for accurate definition of loading torque and calculation of the torque of the looper electric drive.
Keywords: System of automatic tension control, looper, strip tension, loop regulator, strip temperature.
References
1. Karandaev A.S., Evdokimov S.A., Chertousov A.A., Khramshin V.R. Sistema avtomaticheskogo regulirovaniya natyazheniya i petli s perekryestnymi svyazyami dlya shirokopolosnogo stana goryachey prokatki [Automatic System of Tension Control and Loops with Cross Couplings for Wide Strip Hot Rolling Mill]. Proceedings of universities. Electrical engineering. 2004, no. 2, pp. 21−27.
2. Khramshin V.R. Razrabotka elektrotekhnicheskikh system nepreryvnoy gruppy stana goryachey prokatki pri rasshirenii sortamenta polos [Development of Electrotechnical Systems of Continuous Group of Hot Rolling Mill to Extend the Product Range]: D. Sc. thesis in engineering. Nosov Magnitogorsk State Technical University. Magnitogorsk, 2013. 393 p.
3. Stefanovich V.L. Avtomatizatsiya nepreryvnykh i polunepreryvnykh shirokopolosnykh stanov goryachey prokatki [Automation of Continuous and Semi-continuous Wide Strip Hot Rolling Mills]. Moscow: Metallurgy, 1975. 208 p.
4. Druzhinin N.N. Nepreryvnye stany kak obyekt avtomatizatsii [Continuous Rolling Mills as Automation Objects]. Moscow: Metallurgy, 1975. 336 p.
5. Khramshin V.R., Karandaev A.S., Andryushin I. Yu., Gostev A.N. Matematicheskaya model vzaimosvyazannykh elektrotekhnicheskikh system nepreryvnoy gruppy shirokopolosnogo stana [Mathematical Model of Interrelated Electrotechnical Systems of Continuous Train of Wide Strip Mill]. Machine-building: network electronic scientific journal. 2013, no. 1, pp. 12−21.
6. Fomin G.G., Dubeykovskiy A.V., Grinchuk P. S. Mekhanizatsiya i avtomatizatsiya shirokopolosnykh stanov goryachey prokatki [Mechanization and Automation of Wide Strip Rolling Mills]. Moscow: Metallurgy, 1979. 232 p.
7. Zaytsev V.S., Tretyakov V.A. Proektirovanie parametrov i rezhimov raboty oborudovaniya listoprokatnykh tsekhov [Parameter Planning and Design of Operating Modes of Facilities for Strip Rolling Mills]. Training manual. Lipetsk: LGTU, 2009. 660 p.
8. Mescheryakov V.N., Didenko E.E. Vliyanie temperatury podkata chistovoy gruppy stana goryachey prokatki na raboty elektroprivoda petlederzhatelya [Influence of Semi-finished Rolled Stock Temperature in Finishing Train of Hot Rolling Mill on the Operation of Looper Electric Drive]. Electrotechnical systems and complexes. 2012, no. 20, pp. 4152.
9. Mescheryakov V.N., Didenko E.E. Vliyanie temperatury polosy v chistovoy gruppe stana goryachey prokatki na moment nagruzki elektroprivodov petlederzhateley [Influence of Strip Temperature in Finishing Train of Hot Rolling Mill on Torque of Looper Electric Drives]. IX International scientific conference & quot-Engineering and technology: new development trends & quot-. 2013, pp, 16−21.
10. Mescheryakov V.N., Didenko E.E. Matematicheskoe opisanie sil i momentov nagruzki petlederzhatelya [Mathematical Description of Forces and Torques of Looper Loads]. Electrotechnical complexes and systems. 2010, no.4. pp. 1823.
11. Khramshin V.R., Karandaev A.S., Radionov A.A., Khramshin R.R. Study of Thickness Control of Strip Head Section Using Mathematical Simulation Methods. Bulletin of the South Ural State University, Series & quot-Power Engineering& quot-. 2013, vol. 13, no. 1, pp. 144−153.
12. Shilyaev P.V., Andryushin I. Yu., Golovin V.V., Radionov A.A., Karandaev A.S., Khramshin V.R. Algorithms of a Digital Automatic System for Tension and Loop Control in a Wide_Strip Hot_Rolling Mill. Russian Electrical Engineering. 2013, vol. 84, no. 10. pp. 533−541. doi: 10. 3103/S106837121310009X.
13. Radionov A.A., Karandaev A.S., Khramshin V.R., Andryushin I. Yu., Gostev A.N. Speed and Load Modes of Rolling Hollow Billet at the Wide-Strip Rolling Mill. Proceedings of 2014 International Conference on Mechanical Engineering, Automation and Control Systems (MEACS). 2014. 5 p. DOI 10. 1109/MEACS. 2014. 6 986 841.
14. Karandaev A.S., Khramshin V.R., Radionov A.A., Andryushin I. Yu., Galkin V.V., Gostev A.N. Soglasovanie skorostey vzaimosvyazannykh elektroprivodov kletey chernovoy gruppy prokatnogo stana [Coordination of Speeds in Interrelated Electric Drives of Rolling Stands in Roughing Train of Rolling Mill]. VII International (XVII All-Russian) scientific conference on automatic electric drive (AEP-2012): collection of scientific papers. Ivanovo: IGEU, 2012, pp. 652 — 657.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой