JPH0137451B2 - - Google Patents
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- JPH0137451B2 JPH0137451B2 JP55075902A JP7590280A JPH0137451B2 JP H0137451 B2 JPH0137451 B2 JP H0137451B2 JP 55075902 A JP55075902 A JP 55075902A JP 7590280 A JP7590280 A JP 7590280A JP H0137451 B2 JPH0137451 B2 JP H0137451B2
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Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F27—FURNACES; KILNS; OVENS; RETORTS
- F27B—FURNACES, KILNS, OVENS, OR RETORTS IN GENERAL; OPEN SINTERING OR LIKE APPARATUS
- F27B9/00—Furnaces through which the charge is moved mechanically, e.g. of tunnel type; Similar furnaces in which the charge moves by gravity
- F27B9/30—Details, accessories, or equipment peculiar to furnaces of these types
- F27B9/40—Arrangements of controlling or monitoring devices
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D11/00—Process control or regulation for heat treatments
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F27—FURNACES; KILNS; OVENS; RETORTS
- F27M—INDEXING SCHEME RELATING TO ASPECTS OF THE CHARGES OR FURNACES, KILNS, OVENS OR RETORTS
- F27M2001/00—Composition, conformation or state of the charge
- F27M2001/15—Composition, conformation or state of the charge characterised by the form of the articles
- F27M2001/1539—Metallic articles
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- Organic Chemistry (AREA)
- Regulation And Control Of Combustion (AREA)
- Control Of Heat Treatment Processes (AREA)
- Control Of Combustion (AREA)
- Waste-Gas Treatment And Other Accessory Devices For Furnaces (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
この発明はスラブなどの加熱に用いられる連続
式加熱炉の加熱制御方法に関するものである。 従来、加熱炉出側のスラブ温度を電子計算機で
制御するための方法としては、スラブの装入から
抽出までの炉内の各位置におけるスラブ温度を炉
内雰囲気温度をベースとしてスラブサイズ、実績
在炉時間により伝熱計算して決定し、さらに抽出
までの残在炉時間を個々のスラブの抽出スケジユ
ールより予測して求め抽出目標温度にするために
必要な炉内雰囲気温度を逆算して炉内雰囲気温度
が上記設定値になるように燃料流量を制御する方
法がとられている。 上記従来方法を第１図に基づき具体的に説明す
る。今炉内の雰囲気温度をTf、炉装入前のスラ
ブ７の温度をTso、抽出目標温度をTszとし、ス
ラブ７が炉長方向任意位置に達した時実績在炉時
間△t1とすると、このスラブ７の実績雰囲気温度
Ｔｆは次式で表わされる。 ｆ＝Σ（期間△t1中のTfのサンプリング値）／期間△
t1中のサンプリング回数 ……(1) スラブ７の比熱Cp、比重γ、板厚Ｈとし、伝
熱係数をαとすれば、任意位置におけるスラブ７
の平均温度Ts1は次式で表わされる。 Ts1＝（ｆ−Tso）（１−ｅ−α／CpγH・△t1） ＋Tso ……(2) 又、上記任意位置から抽出端４までの移動時間
（＝残在炉時間）を△t2とすると、上記スラブ７
を抽出目標温度Ts2にするための設定炉内雰囲気
温度Tfpは Tfp＝（Tsz−Ts1） ／（１−ｅα／CpγH△t2）＋Ts1 ……(3) として求めることができる。 しかしながら、上記のように目標雰囲気温度を
求め、雰囲気温度が上記目標温度になるように燃
料流量を制御する方法には、次の欠点がある。 式(2)、(3)中の計算で伝熱係数αが使用される
が、これはスラブ７の炉内位置、温度及びガス温
度パターン等によつて化し、定数として取り扱い
が困難であり精度が悪い。 又、上記方法では、制御帯にあるスラブ７本数
の影響は考慮されず各スラブ７において各々設定
値は異なりこの設定値中、ある値を用いて実際の
制御を行なうので精度が悪い。 本発明は上記のような従来方法における欠点を
除去するためになされたもので加熱炉各制御帯に
おいて、総入熱量と総出熱量との間の熱量バラン
ス方程式を利用して、各帯でのスラブ入熱量を決
定し、これを炉内の各スラブの位置およびスラブ
含熱量に応じて分配し、前ステツプの各スラブ含
熱量に加えることによつて現時刻でのスラブ含熱
量を決定する。 次に現時刻より任意時間中での投入燃料は、各
スラブにおいて任意時刻後の目標含熱量と、現時
刻の含熱量の差を基にして各スラブへの必要入熱
量を計算し、これを全スラブについて加えあわせ
る事により、当該制御帯でのスラブ入熱量を決定
する。これを上記熱量バランス方程式に代入する
ことにより、必要な投入燃料流量を予測算出し、
この投入燃料流量を目標として、流量制御を行な
い各スラブを目標含熱量曲線（又は目標昇温曲
線）に沿つて加熱するように制御することによ
り、精度の良好な加熱制御方法を提供することを
目的としたものである。 以下、この発明の一実施例を図に基づいて詳細
に説明する。 第２図は、連続式加熱炉をモデル化したものの
一例であり、図中、１〜３の各制御帯の上部を示
し、１ｂ〜３ｂは各下部制御帯を示す説明を簡単
にするため上部と下部を区別せずに、それぞれ、
制御帯１、制御帯２、……と呼ぶことにする。１
０は各制御帯１〜３の燃焼用バーナー、１１は各
制御帯１〜３の排ガス温度検出器を示すもので、
この加熱炉内をスラブ７が装入口５から、抽出口
４に向つて進み排ガスは各バーナー１１から、ス
ラブと対向して流れ煙道６より出ていく。 各制御帯１〜３における熱量バランス方程式は
次のとおりである。すなわち、制御帯ｉへの総入
熱量は、 (1) 燃料発熱量＝Ｖ(i)・Hg・ ……(4) ここでＶ(i)は、制御帯ｉへの投入燃料流量で
あり、Ｈｇは燃料の単位流量当りの発熱量であ
る。 (2) 燃料顕熱量＝Ｖ(i)・Cpf・Tf ……(5) Cp・ｆは単位流量当りの燃料比熱、Tfは燃
料の投入温度である。 (3) 燃料用空気顕熱＝Ａ(i)・CPa・Ta ……(6) CPaは単位流量当りの燃焼用空気比熱、Ta
は、燃焼用空気温度、Ａ(i)は、制御ｉへの投入
空気流量である。この燃料の単位流量当りの理
論空気量をAoとすると、 Ａ(i)＝ｕ(i)・Ao Ｖ(i) ……(7) と表現できｕ(i)は空気過剰係数と呼ばれる。 (4) 上流の制御帯よりの排ガス熱量 ＝Ｇ（ｉ−１）・Cpg・Tg(i) ……(8) ここでＧ（ｉ−１）は、当制御帯に流れ込む
排ガス流量であり、次式で表わせる。 Ｇ（ｉ−１）＝i-1 〓k-1 〔V(K)・{Go+Ao(u(K)-1)}〕 ……(9) Goはこの燃料の単位流量当りの理論排ガス
量である。 Cpgは単位流量当りの排ガス比熱、Tgは流
れ込んでくる排ガス温度である。 その他、入熱量としては、空気、燃料中の水分
顕熱、スケール、生成熱等があるが、微少である
ので省略して総入熱量は式(4)、(5)、(6)、(9)の合計
で表わる。 一方、この制御帯ｉの総出熱量は、 (1) 排ガス持ち出し熱＝Ｇ(i)・Cpg・Tg(i) ＝Cpg・Tg(i)・i 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go ＋Ao（ｕ(K)−１・）｝〕 ……(10) (2) スラブ入熱量＝QTs(i) ……(11) これらが当制御帯に存在する全スラブへの入
熱の合計である。 (3) 炉体放熱量＝QL(i)＝hL・AL(Tws-TB)
……(12) hLは、炉体放熱熱伝達率、ALは炉体表面
積、Twsは炉体表面積、TBは、外気温度であ
るが、この炉体放熱量は熱容量が大きく短時間
での変動は余りないので定数として取り扱いう
る。 (4) 冷却水放熱量＝Qw(i)＝Gw・Cpw・△Tw
……（13） Gwは冷却水流量、Cpwは冷却水比熱、△
Twは冷却水の出入口温度差である。これもほ
ぼ定数として取り扱える。 その他、スケールの持ち出し熱があるがこれ
は、微少であるので省略すると、総出熱量は式
(10)、(11)、(12)、（13）の合計で表わせる。 故にこの制御帯ｉでの熱量バランス方程式は次
式のように表わせる。 Ｖ(i)・Hg＋Ｖ(i)Cpf・Tf＋Ａ(i)・CpaTa＋Cpg・Tg（
ｉ−１）i-1 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go ＋Ao（ｕ(K)−１）｝〕＝Cp・ｇ・Tg(i)・i 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go＋Ao（ｕ(K)−１）｝〕 ＋QTs(i)＋QL(i)＋Qw(i) ……（14） これを変形することにより、投入燃料の式にま
とめると次式のようになる。 又、スラブ入熱量でまとめると次式のようにな
る。 QTs(i)＝Ｖ(i)・〔Hg＋Cpf・Tf5＋ｕ(i)・Ao＋CpgTg(i)
｛Go＋Ao（ｕ(i)−１）｝〕 −（Cpg・Tg(i)−Cpg・Tg（ｉ−１））・i=1 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go＋Ao（ｕ(K)−１｝〕 −QL(i)−Qw(i) ……（16） 式（15）は制御帯ｉで必要なスラブ入熱量
QTs(i)がわかつた場合に投入燃料Ｖ(i)を算出す
る基本式であり、式（16）は各制御帯での投入燃
料Ｖ(K)がわかつた場合の基本式である。 次に各スラブの含熱料Hsjは次のようにして決
定される。 式（16）によつて、各制御帯における全スラブ
への入熱量QTsがわかるが、これは全スラブに
均等に分配されるのではなくそのスラブの持つ含
熱量と表面積Asjに応じて分配される。含熱量に
基づく分配率は以下の式で算出される。 ηHj＝Co＋C1Hsj＋C2Hsj2＋C3Hsj3 ＋C4Hsj4 ……（17） ここでCo〜C4は定数である。 当該制御帯のスラブ本数をｎとした時に任意ス
ラブｊへの入熱量は以下の式で決定される。 上式でスラブへの熱量が決定されるから前回の
スラブ含熱量Hsj0を基にして現時刻のスラブ含
熱量は次式となる。 Hsj＝Hsjo＋Qsj／Voj・γ ……（19） ここでVojはスラブ体積、γはスラブ比重量で
ある。 以下に前述の演算式（15）〜（19）を用いた制
御法について説明する。 第２図において、１１は各制御帯出口に配置し
た温度計であり各制御帯出口での排ガス温度を常
時検出する。１３および１４は燃料流量検出器お
よび燃料流量制御弁、１５，１６は空気流量制御
弁および空気流量検出器１８は燃料流量調節器、
１９は空気比率設定器、２０は空気流量調節器で
ある。上記調節器１８および２０からの操作信号
は上記制御弁１４および１５を開閉し、バーナー
１０への燃料流量Ｖおよび空気流量Ａを調節する
とともに燃料流量Ｖおよび空気流量Ａは検出器１
３および１６で常時検出し、測定信号は上記調節
器１８および２０にフイードバツクされる。１７
は、スラブの送搬情報、スラブの目標昇温曲線及
び温度計１１の検出信号を入力として、前述
（15）〜（19）の式を用いて投入燃料流量を決定
し、目標投入燃料を各燃料流量調節器１８に設定
信号を与える演算器である。この演算器１７に
は、燃料の発熱量Hg理論空気量Ao、理論排ガス
量Go、空気比熱Cpa燃料比熱Cpf、排ガス比熱
Cpg（Cpはいずれも温度の関数として計算）およ
び各スラブの目標昇熱曲線、炉特性QL、Qw（温
度関数として計算）を保有している。 演算器１７はある時間間隔△ｔおきに設定を行
なう。今、上記時間間隔△ｔ間の、各制御帯１〜
３の実積平均燃料流量(i)実積平均空気流量
(i)、および温度計１１よりの排ガス温度Tg(i)よ
り式（16）を用いて各制御帯のスラブ入熱量
QTs(i)を演算決定する。このQts(i)を△ｔ時間前
の各スラブ含熱量Hso(j)より式（17）、式（18）、
式（19）により各スラブへ分配し現時刻のスラブ
含熱量を決定する。次に現時刻より以後△ｔ間の
投入燃料流量の予測演算を以下のように行なう。
演算器１７は前に述べたように第３図に示すよう
な各スラブの目標昇熱曲線を保有している。現時
刻でのスラブ位置をxoおよびスラブ送搬情報に
より△ｔ後のスラブ位置ｘ△ｔを予測する。第３
図を使用して、ｘ△ｔの位置での目標含熱量Hs
△ｔと現時刻の含熱量Hsとの差より、△ｔ間に
当該スラブの必要熱量を以下の式で決定する。 Qs＝Vo・γ・（Hsot−Hs） ……（20） 各制御帯の必要スラブ入熱量は QTs＝o 〓j=1 Qs(j) ……（21） で計算される。上記必要スラブ入熱量QTsを式
（15）に代入して各制御帯１〜３の投入燃料流量
Ｖ(i)を求める。この時、排ガス温度はTg(i)、以
前△ｔ間の実績平均排ガス温度を用いる。式
（15）は、上流から投入燃料流量が必要であるが、
一番上流側から演算を行なえば全て順次計算が可
能となる。 演算器１７で以上の計算が終了すると演算器１
７は各設定流量値を燃料流量調節器１８に与え
る。燃料流量調節器１８は、燃料流量制御弁１４
を作動させて流量を調節するとともに、設定値を
空気比率設定器１９に送る。空気比率設定器１９
は、炉内で最適な燃焼が可能となるような空気比
率を決定し、設定値を空気流量調節器２０に送
る。空気流量調節器２０は、空気流量制御弁１５
を弁動させてバーナー１０への空気流量を調節す
る。 以上のように、この発明によれば従来温度計算
に用いていた伝熱係数αを使用せず発熱量と直接
入熱量をバランスさせているのでスラブ焼上り温
度制御精度がよい。また従来の炉温制御方法に較
べて△ｔ時間毎の流量を設定しているのでその間
の流動変動がなく、常に良好な燃焼状態を推持で
きる。
式加熱炉の加熱制御方法に関するものである。 従来、加熱炉出側のスラブ温度を電子計算機で
制御するための方法としては、スラブの装入から
抽出までの炉内の各位置におけるスラブ温度を炉
内雰囲気温度をベースとしてスラブサイズ、実績
在炉時間により伝熱計算して決定し、さらに抽出
までの残在炉時間を個々のスラブの抽出スケジユ
ールより予測して求め抽出目標温度にするために
必要な炉内雰囲気温度を逆算して炉内雰囲気温度
が上記設定値になるように燃料流量を制御する方
法がとられている。 上記従来方法を第１図に基づき具体的に説明す
る。今炉内の雰囲気温度をTf、炉装入前のスラ
ブ７の温度をTso、抽出目標温度をTszとし、ス
ラブ７が炉長方向任意位置に達した時実績在炉時
間△t1とすると、このスラブ７の実績雰囲気温度
Ｔｆは次式で表わされる。 ｆ＝Σ（期間△t1中のTfのサンプリング値）／期間△
t1中のサンプリング回数 ……(1) スラブ７の比熱Cp、比重γ、板厚Ｈとし、伝
熱係数をαとすれば、任意位置におけるスラブ７
の平均温度Ts1は次式で表わされる。 Ts1＝（ｆ−Tso）（１−ｅ−α／CpγH・△t1） ＋Tso ……(2) 又、上記任意位置から抽出端４までの移動時間
（＝残在炉時間）を△t2とすると、上記スラブ７
を抽出目標温度Ts2にするための設定炉内雰囲気
温度Tfpは Tfp＝（Tsz−Ts1） ／（１−ｅα／CpγH△t2）＋Ts1 ……(3) として求めることができる。 しかしながら、上記のように目標雰囲気温度を
求め、雰囲気温度が上記目標温度になるように燃
料流量を制御する方法には、次の欠点がある。 式(2)、(3)中の計算で伝熱係数αが使用される
が、これはスラブ７の炉内位置、温度及びガス温
度パターン等によつて化し、定数として取り扱い
が困難であり精度が悪い。 又、上記方法では、制御帯にあるスラブ７本数
の影響は考慮されず各スラブ７において各々設定
値は異なりこの設定値中、ある値を用いて実際の
制御を行なうので精度が悪い。 本発明は上記のような従来方法における欠点を
除去するためになされたもので加熱炉各制御帯に
おいて、総入熱量と総出熱量との間の熱量バラン
ス方程式を利用して、各帯でのスラブ入熱量を決
定し、これを炉内の各スラブの位置およびスラブ
含熱量に応じて分配し、前ステツプの各スラブ含
熱量に加えることによつて現時刻でのスラブ含熱
量を決定する。 次に現時刻より任意時間中での投入燃料は、各
スラブにおいて任意時刻後の目標含熱量と、現時
刻の含熱量の差を基にして各スラブへの必要入熱
量を計算し、これを全スラブについて加えあわせ
る事により、当該制御帯でのスラブ入熱量を決定
する。これを上記熱量バランス方程式に代入する
ことにより、必要な投入燃料流量を予測算出し、
この投入燃料流量を目標として、流量制御を行な
い各スラブを目標含熱量曲線（又は目標昇温曲
線）に沿つて加熱するように制御することによ
り、精度の良好な加熱制御方法を提供することを
目的としたものである。 以下、この発明の一実施例を図に基づいて詳細
に説明する。 第２図は、連続式加熱炉をモデル化したものの
一例であり、図中、１〜３の各制御帯の上部を示
し、１ｂ〜３ｂは各下部制御帯を示す説明を簡単
にするため上部と下部を区別せずに、それぞれ、
制御帯１、制御帯２、……と呼ぶことにする。１
０は各制御帯１〜３の燃焼用バーナー、１１は各
制御帯１〜３の排ガス温度検出器を示すもので、
この加熱炉内をスラブ７が装入口５から、抽出口
４に向つて進み排ガスは各バーナー１１から、ス
ラブと対向して流れ煙道６より出ていく。 各制御帯１〜３における熱量バランス方程式は
次のとおりである。すなわち、制御帯ｉへの総入
熱量は、 (1) 燃料発熱量＝Ｖ(i)・Hg・ ……(4) ここでＶ(i)は、制御帯ｉへの投入燃料流量で
あり、Ｈｇは燃料の単位流量当りの発熱量であ
る。 (2) 燃料顕熱量＝Ｖ(i)・Cpf・Tf ……(5) Cp・ｆは単位流量当りの燃料比熱、Tfは燃
料の投入温度である。 (3) 燃料用空気顕熱＝Ａ(i)・CPa・Ta ……(6) CPaは単位流量当りの燃焼用空気比熱、Ta
は、燃焼用空気温度、Ａ(i)は、制御ｉへの投入
空気流量である。この燃料の単位流量当りの理
論空気量をAoとすると、 Ａ(i)＝ｕ(i)・Ao Ｖ(i) ……(7) と表現できｕ(i)は空気過剰係数と呼ばれる。 (4) 上流の制御帯よりの排ガス熱量 ＝Ｇ（ｉ−１）・Cpg・Tg(i) ……(8) ここでＧ（ｉ−１）は、当制御帯に流れ込む
排ガス流量であり、次式で表わせる。 Ｇ（ｉ−１）＝i-1 〓k-1 〔V(K)・{Go+Ao(u(K)-1)}〕 ……(9) Goはこの燃料の単位流量当りの理論排ガス
量である。 Cpgは単位流量当りの排ガス比熱、Tgは流
れ込んでくる排ガス温度である。 その他、入熱量としては、空気、燃料中の水分
顕熱、スケール、生成熱等があるが、微少である
ので省略して総入熱量は式(4)、(5)、(6)、(9)の合計
で表わる。 一方、この制御帯ｉの総出熱量は、 (1) 排ガス持ち出し熱＝Ｇ(i)・Cpg・Tg(i) ＝Cpg・Tg(i)・i 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go ＋Ao（ｕ(K)−１・）｝〕 ……(10) (2) スラブ入熱量＝QTs(i) ……(11) これらが当制御帯に存在する全スラブへの入
熱の合計である。 (3) 炉体放熱量＝QL(i)＝hL・AL(Tws-TB)
……(12) hLは、炉体放熱熱伝達率、ALは炉体表面
積、Twsは炉体表面積、TBは、外気温度であ
るが、この炉体放熱量は熱容量が大きく短時間
での変動は余りないので定数として取り扱いう
る。 (4) 冷却水放熱量＝Qw(i)＝Gw・Cpw・△Tw
……（13） Gwは冷却水流量、Cpwは冷却水比熱、△
Twは冷却水の出入口温度差である。これもほ
ぼ定数として取り扱える。 その他、スケールの持ち出し熱があるがこれ
は、微少であるので省略すると、総出熱量は式
(10)、(11)、(12)、（13）の合計で表わせる。 故にこの制御帯ｉでの熱量バランス方程式は次
式のように表わせる。 Ｖ(i)・Hg＋Ｖ(i)Cpf・Tf＋Ａ(i)・CpaTa＋Cpg・Tg（
ｉ−１）i-1 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go ＋Ao（ｕ(K)−１）｝〕＝Cp・ｇ・Tg(i)・i 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go＋Ao（ｕ(K)−１）｝〕 ＋QTs(i)＋QL(i)＋Qw(i) ……（14） これを変形することにより、投入燃料の式にま
とめると次式のようになる。 又、スラブ入熱量でまとめると次式のようにな
る。 QTs(i)＝Ｖ(i)・〔Hg＋Cpf・Tf5＋ｕ(i)・Ao＋CpgTg(i)
｛Go＋Ao（ｕ(i)−１）｝〕 −（Cpg・Tg(i)−Cpg・Tg（ｉ−１））・i=1 〓K=1 〔Ｖ(K)｛Go＋Ao（ｕ(K)−１｝〕 −QL(i)−Qw(i) ……（16） 式（15）は制御帯ｉで必要なスラブ入熱量
QTs(i)がわかつた場合に投入燃料Ｖ(i)を算出す
る基本式であり、式（16）は各制御帯での投入燃
料Ｖ(K)がわかつた場合の基本式である。 次に各スラブの含熱料Hsjは次のようにして決
定される。 式（16）によつて、各制御帯における全スラブ
への入熱量QTsがわかるが、これは全スラブに
均等に分配されるのではなくそのスラブの持つ含
熱量と表面積Asjに応じて分配される。含熱量に
基づく分配率は以下の式で算出される。 ηHj＝Co＋C1Hsj＋C2Hsj2＋C3Hsj3 ＋C4Hsj4 ……（17） ここでCo〜C4は定数である。 当該制御帯のスラブ本数をｎとした時に任意ス
ラブｊへの入熱量は以下の式で決定される。 上式でスラブへの熱量が決定されるから前回の
スラブ含熱量Hsj0を基にして現時刻のスラブ含
熱量は次式となる。 Hsj＝Hsjo＋Qsj／Voj・γ ……（19） ここでVojはスラブ体積、γはスラブ比重量で
ある。 以下に前述の演算式（15）〜（19）を用いた制
御法について説明する。 第２図において、１１は各制御帯出口に配置し
た温度計であり各制御帯出口での排ガス温度を常
時検出する。１３および１４は燃料流量検出器お
よび燃料流量制御弁、１５，１６は空気流量制御
弁および空気流量検出器１８は燃料流量調節器、
１９は空気比率設定器、２０は空気流量調節器で
ある。上記調節器１８および２０からの操作信号
は上記制御弁１４および１５を開閉し、バーナー
１０への燃料流量Ｖおよび空気流量Ａを調節する
とともに燃料流量Ｖおよび空気流量Ａは検出器１
３および１６で常時検出し、測定信号は上記調節
器１８および２０にフイードバツクされる。１７
は、スラブの送搬情報、スラブの目標昇温曲線及
び温度計１１の検出信号を入力として、前述
（15）〜（19）の式を用いて投入燃料流量を決定
し、目標投入燃料を各燃料流量調節器１８に設定
信号を与える演算器である。この演算器１７に
は、燃料の発熱量Hg理論空気量Ao、理論排ガス
量Go、空気比熱Cpa燃料比熱Cpf、排ガス比熱
Cpg（Cpはいずれも温度の関数として計算）およ
び各スラブの目標昇熱曲線、炉特性QL、Qw（温
度関数として計算）を保有している。 演算器１７はある時間間隔△ｔおきに設定を行
なう。今、上記時間間隔△ｔ間の、各制御帯１〜
３の実積平均燃料流量(i)実積平均空気流量
(i)、および温度計１１よりの排ガス温度Tg(i)よ
り式（16）を用いて各制御帯のスラブ入熱量
QTs(i)を演算決定する。このQts(i)を△ｔ時間前
の各スラブ含熱量Hso(j)より式（17）、式（18）、
式（19）により各スラブへ分配し現時刻のスラブ
含熱量を決定する。次に現時刻より以後△ｔ間の
投入燃料流量の予測演算を以下のように行なう。
演算器１７は前に述べたように第３図に示すよう
な各スラブの目標昇熱曲線を保有している。現時
刻でのスラブ位置をxoおよびスラブ送搬情報に
より△ｔ後のスラブ位置ｘ△ｔを予測する。第３
図を使用して、ｘ△ｔの位置での目標含熱量Hs
△ｔと現時刻の含熱量Hsとの差より、△ｔ間に
当該スラブの必要熱量を以下の式で決定する。 Qs＝Vo・γ・（Hsot−Hs） ……（20） 各制御帯の必要スラブ入熱量は QTs＝o 〓j=1 Qs(j) ……（21） で計算される。上記必要スラブ入熱量QTsを式
（15）に代入して各制御帯１〜３の投入燃料流量
Ｖ(i)を求める。この時、排ガス温度はTg(i)、以
前△ｔ間の実績平均排ガス温度を用いる。式
（15）は、上流から投入燃料流量が必要であるが、
一番上流側から演算を行なえば全て順次計算が可
能となる。 演算器１７で以上の計算が終了すると演算器１
７は各設定流量値を燃料流量調節器１８に与え
る。燃料流量調節器１８は、燃料流量制御弁１４
を作動させて流量を調節するとともに、設定値を
空気比率設定器１９に送る。空気比率設定器１９
は、炉内で最適な燃焼が可能となるような空気比
率を決定し、設定値を空気流量調節器２０に送
る。空気流量調節器２０は、空気流量制御弁１５
を弁動させてバーナー１０への空気流量を調節す
る。 以上のように、この発明によれば従来温度計算
に用いていた伝熱係数αを使用せず発熱量と直接
入熱量をバランスさせているのでスラブ焼上り温
度制御精度がよい。また従来の炉温制御方法に較
べて△ｔ時間毎の流量を設定しているのでその間
の流動変動がなく、常に良好な燃焼状態を推持で
きる。
第１図は従来の温度計算法による制御方法を説
明するための図、第２図は、この発明の一実施例
による加熱制御方法を適用した装置の概略図、第
３図は、目標スラブ昇熱特性を示す曲線図であ
る。 １，２，３，……制御帯、４……抽出口、５…
…装入口、６……煙道、７……スラブ、８，９…
…スキツドパイプ、１０……バーナー、１１……
温度計、１３……燃料流量検出器、１４……燃料
流量制御弁、１５……空気流量制御弁、１６……
空気流量検出器、１７……演算器、１８……燃料
流量調節器、１９……空気比率設定器、２０……
空気流量調節器、尚、各図中同一の符号はそれぞ
れ同一または相当部を示す。
明するための図、第２図は、この発明の一実施例
による加熱制御方法を適用した装置の概略図、第
３図は、目標スラブ昇熱特性を示す曲線図であ
る。 １，２，３，……制御帯、４……抽出口、５…
…装入口、６……煙道、７……スラブ、８，９…
…スキツドパイプ、１０……バーナー、１１……
温度計、１３……燃料流量検出器、１４……燃料
流量制御弁、１５……空気流量制御弁、１６……
空気流量検出器、１７……演算器、１８……燃料
流量調節器、１９……空気比率設定器、２０……
空気流量調節器、尚、各図中同一の符号はそれぞ
れ同一または相当部を示す。
Claims (1)
- １ 連続式加熱炉の各制御帯において、任意の時
刻毎に投入燃料流量、投入空気流量、及び排ガス
温度を検出して、熱量バランス方程式を利用し
て、上記時刻毎のスラブの入熱量を決定し、この
スラブ入熱量から炉内各スラブの上記時刻のスラ
ブ含熱量を決定し、このスラブ含熱量と目標スラ
ブ含熱量との差から、次時刻までに必要なスラブ
入熱量を求め上記熱量バランス方程式により投入
燃料流量を予測決定し、これを目標値として投入
燃料の流量制御を行なうようにしたことを特徴と
する連続式加熱炉の加熱制御方法。
Priority Applications (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7590280A JPS572843A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Control method for heating in continuous type heating furnace |
| US06/269,666 US4368034A (en) | 1980-06-04 | 1981-06-02 | Heating control method for continuously heating furnace |
| MX187621A MX157538A (es) | 1980-06-04 | 1981-06-03 | Mejoras en metodo para variar la temperatura en un horno |
| BR8103545A BR8103545A (pt) | 1980-06-04 | 1981-06-04 | Processo de controle de aquecimento para um forno de aquecimento continuo |
| DE3122223A DE3122223C2 (de) | 1980-06-04 | 1981-06-04 | Wärmeregelverfahren für einen Durchlaufofen |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7590280A JPS572843A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Control method for heating in continuous type heating furnace |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS572843A JPS572843A (en) | 1982-01-08 |
| JPH0137451B2 true JPH0137451B2 (ja) | 1989-08-07 |
Family
ID=13589724
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7590280A Granted JPS572843A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Control method for heating in continuous type heating furnace |
Country Status (5)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4368034A (ja) |
| JP (1) | JPS572843A (ja) |
| BR (1) | BR8103545A (ja) |
| DE (1) | DE3122223C2 (ja) |
| MX (1) | MX157538A (ja) |
Families Citing this family (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4394121A (en) * | 1980-11-08 | 1983-07-19 | Yoshinori Wakamiya | Method of controlling continuous reheating furnace |
| JPS58174023A (ja) | 1982-04-06 | 1983-10-13 | Diesel Kiki Co Ltd | 歯車変速機の自動操作装置 |
| US4489376A (en) * | 1982-04-12 | 1984-12-18 | Westinghouse Electric Corp. | Industrial process control apparatus and method |
| DE3438347A1 (de) * | 1984-10-19 | 1986-04-24 | Wolfgang Dr.-Ing. 6312 Laubach Leisenberg | Verfahren zur anpassung eines tunnelofens an unterschiedliche leistungen sowie rechnergefuehrter tunnelofen |
| NL8702689A (nl) * | 1987-11-11 | 1989-06-01 | Hoogovens Groep Bv | Werkwijze voor het op walstemperatuur brengen van een aantal staalplakken en besturingsinrichting geschikt voor het uitvoeren van de werkwijze. |
| KR20010061662A (ko) * | 1999-12-28 | 2001-07-07 | 이구택 | 고로 열풍로의 온도 제어 방법 |
| US6454562B1 (en) * | 2000-04-20 | 2002-09-24 | L'air Liquide-Societe' Anonyme A' Directoire Et Conseil De Surveillance Pour L'etude Et L'exploitation Des Procedes Georges Claude | Oxy-boost control in furnaces |
| US8191387B2 (en) | 2009-05-01 | 2012-06-05 | Owens-Brockway Glass Container Inc. | System and method for controlling temperature in a forehearth |
| RU2586382C1 (ru) * | 2015-02-02 | 2016-06-10 | Открытое акционерное общество "Всероссийский институт легких сплавов" (ОАО "ВИЛС") | Устройство для управления нагревом заготовок в проходной индукционной нагревательной печи |
| CN111550822A (zh) * | 2020-05-20 | 2020-08-18 | 宝钢湛江钢铁有限公司 | 一种控制脉冲燃烧方式煤气流量波动的方法 |
| CN112981088B (zh) * | 2021-02-06 | 2022-11-22 | 宣化钢铁集团有限责任公司 | 一种用于加热炉自动装钢的触发控制装置 |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3627857A (en) * | 1968-02-15 | 1971-12-14 | Yawata Iron & Steel Co | Heating controlling system in a multizone type continuously heating furnace |
| US3604695A (en) * | 1969-12-15 | 1971-09-14 | Gen Electric | Method and apparatus for controlling a slab reheat furnace |
| US4255133A (en) * | 1978-04-10 | 1981-03-10 | Hitachi, Ltd. | Method for controlling furnace temperature of multi-zone heating furnace |
| US4257767A (en) * | 1979-04-30 | 1981-03-24 | General Electric Company | Furnace temperature control |
-
1980
- 1980-06-04 JP JP7590280A patent/JPS572843A/ja active Granted
-
1981
- 1981-06-02 US US06/269,666 patent/US4368034A/en not_active Expired - Lifetime
- 1981-06-03 MX MX187621A patent/MX157538A/es unknown
- 1981-06-04 DE DE3122223A patent/DE3122223C2/de not_active Expired
- 1981-06-04 BR BR8103545A patent/BR8103545A/pt unknown
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS572843A (en) | 1982-01-08 |
| MX157538A (es) | 1988-11-30 |
| US4368034A (en) | 1983-01-11 |
| BR8103545A (pt) | 1982-03-02 |
| DE3122223C2 (de) | 1986-08-21 |
| DE3122223A1 (de) | 1982-03-04 |
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