JPH0119442B2 - - Google Patents
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- JPH0119442B2 JPH0119442B2 JP8196185A JP8196185A JPH0119442B2 JP H0119442 B2 JPH0119442 B2 JP H0119442B2 JP 8196185 A JP8196185 A JP 8196185A JP 8196185 A JP8196185 A JP 8196185A JP H0119442 B2 JPH0119442 B2 JP H0119442B2
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Landscapes
- Solid-Phase Diffusion Into Metallic Material Surfaces (AREA)
Description
本発明は、熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御
方法に係り、特に、ラジアントチユーブ等を用い
た間接加熱による熱処理炉に用いるのに好適な、
複数の雰囲気ガスが投入される熱処理炉の炉内雰
囲気と炉内圧力を同時に満足させるよう制御する
熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法に関す
る。
方法に係り、特に、ラジアントチユーブ等を用い
た間接加熱による熱処理炉に用いるのに好適な、
複数の雰囲気ガスが投入される熱処理炉の炉内雰
囲気と炉内圧力を同時に満足させるよう制御する
熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法に関す
る。
一般に、ラジアントチユーブ等を用いた間接加
熱による熱処理炉へ複数の雰囲気ガスを投入する
場合、雰囲気ガスの投入量は、バツチ炉において
も連続炉においても、被熱処理材料の浸炭あるい
は脱炭等を精度良く制御しなければならないこ
と、及び、可燃性があるため760℃以下で熱処理
する場合は爆発の危険があることの両者により、
通常の加熱炉よりも炉内圧力（以下炉圧と称す
る）を高く維持する操業、即ち、雰囲気ガス投入
量を安全側に設定して多量に炉内へ流し込む操業
を余儀なくされている。 例えば、丸善株式会社から昭和56年に発行され
た、日本鉄鋼協会編「鋼の熱処理」の第６章作業
管理、ｂ項雰囲気ガスの流量（320頁〜321頁）
に、雰囲気ガスの流量管理方法が記載されている
が、雰囲気ガスの成分調節方法としては、雰囲気
ガスを十分に炉内へ投入し、１成分を１調節計で
比例制御とオンオフ制御を組合わせる方法が提案
されている。
熱による熱処理炉へ複数の雰囲気ガスを投入する
場合、雰囲気ガスの投入量は、バツチ炉において
も連続炉においても、被熱処理材料の浸炭あるい
は脱炭等を精度良く制御しなければならないこ
と、及び、可燃性があるため760℃以下で熱処理
する場合は爆発の危険があることの両者により、
通常の加熱炉よりも炉内圧力（以下炉圧と称す
る）を高く維持する操業、即ち、雰囲気ガス投入
量を安全側に設定して多量に炉内へ流し込む操業
を余儀なくされている。 例えば、丸善株式会社から昭和56年に発行され
た、日本鉄鋼協会編「鋼の熱処理」の第６章作業
管理、ｂ項雰囲気ガスの流量（320頁〜321頁）
に、雰囲気ガスの流量管理方法が記載されている
が、雰囲気ガスの成分調節方法としては、雰囲気
ガスを十分に炉内へ投入し、１成分を１調節計で
比例制御とオンオフ制御を組合わせる方法が提案
されている。
しかしながら、熱処理雰囲気として満足しなけ
ればならない操業パラメータは、次式で定義され
る無名数のカーボンポテンシヤルCPである。 CP＝（PCO）2／｛100×（PCO2）｝ …(1) ここで、PCOは一酸化炭素の分圧（％）、
PCO2は二酸化炭素の分圧（％）である。 このカーボンポテンシヤルCPは、通常キヤリ
アガス（例えばCO20.1％、CO1.0％、H21.0％、
CH40.0％、N297.9％のNXガス）と、エンリツチ
ガス（例えばCO20.3％、CO21.0％、H233.4％、
CH40.4％、N244.9％のRXガス）の混合比率によ
つて調整するが、カーボンポテンシヤルCPは、
前出(1)式で定義されているように線形ではないの
で、精度良くカーボンポテンシヤルCPが測定で
きても、調整が困難である。又、カーボンポテン
シヤルCP自体が、熱処理温度によつて変る平衡
定数であることが更に調整を複雑にしている。 又、雰囲気ガスの投入量を削減した低炉圧操業
を実現するには、カーボンポテンシヤルCPが目
標通りに調整されなければならないが、カーボン
ポテンシヤルCPを調整するには、キヤリアガス
とエンリツチガスを同時に操作しなければならな
い。しかしながら、この操作により投入ガス流量
が変化するので、炉圧も変化する。変化した炉圧
を目標値に戻すには、再びキヤリアガスとエンリ
ツチガスを操作する必要がある。従つて、炉圧と
カーボンポテンシヤルCPが互いに干渉すること
になり、手動調節では追従不可能である。又、第
６図に示すような従来の自動制御方法でも干渉が
あり、炉圧、カーボンポテンシヤルCPともハン
チングして危険であつた。 第６図において、１０は熱処理炉、１２は、例
えば125Aで300Nm3／ｈのRXガスを発生するRX
ガス発生炉、１４は、例えば150Aで550Nm3／ｈ
のNXガスを発生するNXガス発生炉、１６は、
熱処理炉１０内の各ゾーンの炉圧PFを検出して
出力する炉圧発信器、１７は炉圧設定器、１８
は、炉圧測定値PFと炉圧設定器の偏差に応じて
炉圧操作量mpfを出力する炉圧調節計、２０は、
熱処理炉１０内の各ゾーンのCO濃度及びCO2濃
度を分析するためのCO／CO2分析計、２２は、
該CO／CO2分析計２０の出力から前出(1)式の関
係によりカーボンポテンシヤルCPを演算するた
めのCP演算器、２３はCP設定器、２４は、カー
ボンポテンシヤルCPの測定値と設定値の偏差に
応じてCP操作量mcpを出力するCP調節計、２６
は、前記RXガス発生炉１２から熱処理炉１０内
の各ゾーンに供給されるRXガスの流量を測定す
るためのRXガス流量計、２８は、同じくRXガ
ス発生炉１２から熱処理炉１０内の各ゾーンに供
給されるRXガスの流量を調節するためのRXガ
ス調節弁、３０は、前記CP調節計２４の出力に
応じて、前記RXガス流量計２６で測定される
RXガス流量が目標値となるように前記RXガス
調節弁２８の開度を調節するRXガス調節計、３
２は、前記NXガス発生炉１４から熱処理炉１０
内の各ゾーンに供給されるNXガスの流量を測定
するためのNXガス流量計、３４は、同じくNX
ガス発生炉１４から熱処理炉１０内の各ゾーンに
供給されるNXガスの流量を調節するためのNX
ガス調節弁、３６は、前記NXガス流量計３２で
測定されるNXガス流量が目標値となるように前
記NXガス調節弁３４の開度を調節するNXガス
調節計である。
ればならない操業パラメータは、次式で定義され
る無名数のカーボンポテンシヤルCPである。 CP＝（PCO）2／｛100×（PCO2）｝ …(1) ここで、PCOは一酸化炭素の分圧（％）、
PCO2は二酸化炭素の分圧（％）である。 このカーボンポテンシヤルCPは、通常キヤリ
アガス（例えばCO20.1％、CO1.0％、H21.0％、
CH40.0％、N297.9％のNXガス）と、エンリツチ
ガス（例えばCO20.3％、CO21.0％、H233.4％、
CH40.4％、N244.9％のRXガス）の混合比率によ
つて調整するが、カーボンポテンシヤルCPは、
前出(1)式で定義されているように線形ではないの
で、精度良くカーボンポテンシヤルCPが測定で
きても、調整が困難である。又、カーボンポテン
シヤルCP自体が、熱処理温度によつて変る平衡
定数であることが更に調整を複雑にしている。 又、雰囲気ガスの投入量を削減した低炉圧操業
を実現するには、カーボンポテンシヤルCPが目
標通りに調整されなければならないが、カーボン
ポテンシヤルCPを調整するには、キヤリアガス
とエンリツチガスを同時に操作しなければならな
い。しかしながら、この操作により投入ガス流量
が変化するので、炉圧も変化する。変化した炉圧
を目標値に戻すには、再びキヤリアガスとエンリ
ツチガスを操作する必要がある。従つて、炉圧と
カーボンポテンシヤルCPが互いに干渉すること
になり、手動調節では追従不可能である。又、第
６図に示すような従来の自動制御方法でも干渉が
あり、炉圧、カーボンポテンシヤルCPともハン
チングして危険であつた。 第６図において、１０は熱処理炉、１２は、例
えば125Aで300Nm3／ｈのRXガスを発生するRX
ガス発生炉、１４は、例えば150Aで550Nm3／ｈ
のNXガスを発生するNXガス発生炉、１６は、
熱処理炉１０内の各ゾーンの炉圧PFを検出して
出力する炉圧発信器、１７は炉圧設定器、１８
は、炉圧測定値PFと炉圧設定器の偏差に応じて
炉圧操作量mpfを出力する炉圧調節計、２０は、
熱処理炉１０内の各ゾーンのCO濃度及びCO2濃
度を分析するためのCO／CO2分析計、２２は、
該CO／CO2分析計２０の出力から前出(1)式の関
係によりカーボンポテンシヤルCPを演算するた
めのCP演算器、２３はCP設定器、２４は、カー
ボンポテンシヤルCPの測定値と設定値の偏差に
応じてCP操作量mcpを出力するCP調節計、２６
は、前記RXガス発生炉１２から熱処理炉１０内
の各ゾーンに供給されるRXガスの流量を測定す
るためのRXガス流量計、２８は、同じくRXガ
ス発生炉１２から熱処理炉１０内の各ゾーンに供
給されるRXガスの流量を調節するためのRXガ
ス調節弁、３０は、前記CP調節計２４の出力に
応じて、前記RXガス流量計２６で測定される
RXガス流量が目標値となるように前記RXガス
調節弁２８の開度を調節するRXガス調節計、３
２は、前記NXガス発生炉１４から熱処理炉１０
内の各ゾーンに供給されるNXガスの流量を測定
するためのNXガス流量計、３４は、同じくNX
ガス発生炉１４から熱処理炉１０内の各ゾーンに
供給されるNXガスの流量を調節するためのNX
ガス調節弁、３６は、前記NXガス流量計３２で
測定されるNXガス流量が目標値となるように前
記NXガス調節弁３４の開度を調節するNXガス
調節計である。
本発明は、前記従来の問題点を解消するべくな
されたもので、炉内雰囲気と炉内圧力を干渉させ
ることなく制御することができ、従つて、低炉圧
操業と実現して雰囲気ガスの投入量を削減するこ
とができる熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方
法を提供することを目的とする。
されたもので、炉内雰囲気と炉内圧力を干渉させ
ることなく制御することができ、従つて、低炉圧
操業と実現して雰囲気ガスの投入量を削減するこ
とができる熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方
法を提供することを目的とする。
本発明は、複数の雰囲気ガスが投入される熱処
理炉の炉内雰囲気と炉内圧力を同時に満足させる
よう制御するに際して、第１図にその要旨を示す
如く、予め、炉内雰囲気制御パラメータと炉内圧
力制御パラメータに関する雰囲気ガスとの関係式
を導き、且つ、これらの関係を１次結合の形式に
変換してプロセス特性行列を作成し、炉内雰囲気
及び炉内圧力偏差に応じて投入される複数の雰囲
気ガスの投入量に関して、前記プロセス特性行列
をその右側から対角行列化するような補償行列を
求め、該補償行列により対角行列化されたプロセ
ス特性行列を用いて、雰囲気ガスの投入量を制御
することにより、雰囲気ガスの投入量制御による
炉内雰囲気と炉内圧力の干渉を防ぎ、安定した炉
内雰囲気及び炉内圧力が得られるようにして、前
記目的を達成したものである。 又、本発明の実施態様は、前記炉内雰囲気をカ
ーボンポテンシヤルとしたものである。 又、本発明の他の実施態様は、前記雰囲気ガス
をキヤリヤガスとエンリツチガスとしたものであ
る。
理炉の炉内雰囲気と炉内圧力を同時に満足させる
よう制御するに際して、第１図にその要旨を示す
如く、予め、炉内雰囲気制御パラメータと炉内圧
力制御パラメータに関する雰囲気ガスとの関係式
を導き、且つ、これらの関係を１次結合の形式に
変換してプロセス特性行列を作成し、炉内雰囲気
及び炉内圧力偏差に応じて投入される複数の雰囲
気ガスの投入量に関して、前記プロセス特性行列
をその右側から対角行列化するような補償行列を
求め、該補償行列により対角行列化されたプロセ
ス特性行列を用いて、雰囲気ガスの投入量を制御
することにより、雰囲気ガスの投入量制御による
炉内雰囲気と炉内圧力の干渉を防ぎ、安定した炉
内雰囲気及び炉内圧力が得られるようにして、前
記目的を達成したものである。 又、本発明の実施態様は、前記炉内雰囲気をカ
ーボンポテンシヤルとしたものである。 又、本発明の他の実施態様は、前記雰囲気ガス
をキヤリヤガスとエンリツチガスとしたものであ
る。
本発明の目的を達成するためには、キヤリヤガ
スNX及びエンリツチガスRXの投入量を同時に
操作することで、炉圧PFとカーボンポテンシヤ
ルCPを互いに干渉することなく制御できればよ
い。そこで、炉圧PFとキヤリアガスNX、エン
リツガスRX及びカーボンポテンシヤルCPとキヤ
リアガスNX、エンリツガスRXの関係をモデル
化する。今、第２図に示す如く、炉温をθf、炉容
積をVf（一定）、投入ガス圧力をP1、投入ガス温
度をθ1、投入ガス流量をq1、外乱を含めて炉１０
から漏洩するガス流量をq′とすると、ボイル・シ
ヤルルの法則及び投入ガス量と漏洩ガス量が等し
いことから、次式の関係が成立する。 PF・Vf／θf＝∫t+△t tq1dt・（p1／θ1）−∫t+
△t tq′dt・（PF／θf）…(2) この(2)式の両辺を時間ｔで微分すると次式に示
す如くとなる。 （Vf／θf）・（dPF／dt）＝（P1／θ1）・q1−
（q′／θf）・PF…(3) 一方、開孔部の面積をＡとすると、開孔部より
漏洩するガス流量q′は次式で表現できる。 q′＝Kl・√・Ａ（Ｎm3／ｈ）…(4) ここで、Klは温度で決る係数であり、600〜
900℃では通常約6000とすることができる。 前出(3)式に(4)式の関係を代入すると、次式が成
立する。 （Vf／θf）・（dFp／dt）＝−（Kl・Ａ／θf）
・（PF）3/2＋（P1／θ1）・q1…(5) この(5)式は非線形であるため、線形化が必要で
ある。定常状態では、RXガス及びNXガスの投
入量と、パイプを含む開孔部より流出するガス量
は平衡であると考えることができるので、次式が
成立する。 （dPF0／dt）０ …(6) 従つて、前出(5)式は次式に示す如くとなる。 −（Kl・Ａ／θf）（PF0）3/2＋（P1／θ1）・q1
0＝（Vf／θf）・（dPF0／dt）…(7) このとき、｜ΔPF／PF0｜≪１である場合には、
次式の関係が近似的に成立する。 （PF）3/2（PF0）3/2・｛１＋（３／２）×（
ΔPF／PF0）｝…(8) 従つて、次式の関係が成立し、ΔPに関して線
形化できる。 （Vf／θf）・｛ｄ（ΔPF）／dt｝＝−（Kl・Ａ
／θf）・｛（３／２）√0・ΔPF｝＋（P1／θ1）
・Δq1…(9) ここで、PF0、Δq1は、オペレータが設定した
初期値あるいは実績値を常時フイードバツクする
ものとする。 前出(9)式を伝達関数に変換すると次式に示す如
くとなる。 （Vf／θf）・ΔPF・Ｓ＝−（Kl・Ａ）／θf・（
３／２）√0×ΔPF＋（P1／θ1）・Δq1…(10) ここで、ΔPF、Δq1を改めてPF、q1と表現す
ると、次式に示す如くとなる。 PF＝（θf／Vf）・（P1／θ1）／｛Ｓ＋（Kl・Ａ
／Vf）×（３／２）√0｝×q1 ＝α・q1＝α（NX＋RX） …(11) ここで、q1の係数αは次式で現わされる。 α＝｛（θf／Vf）・（P1／θ1）｝／｛Ｓ＋（Kl
・Ａ／Vf）×（３／２）√0｝…(12) 一方、RXガス及びNXガスに含まれるCO及び
CO2の濃度を考慮すると、CO及びCO2の投入量
ｑ co及びｑ co2は次式で現わされる。 しかしながら、CO及びCO2の分圧（PCO）、
（PCO2）に注目すると、次式の関係が成立する。 （PCO）＝（21.0RX＋1.0NX）／（RX＋NX）
（％） …（14） （PCO2）＝（0.3RX＋1.0NX）／（RX＋NX）
（％） …（15） 従つて、カーボンポテンシヤルCPは、結局次
式で現わされる。 CP＝｛（21.0RX＋1.0NX）／（RX＋NX）｝2／［10
0×｛（0.3RX＋1.0NX）／（RX＋NX）｝］
…（16） このカーボンポテンシヤルCPを１次形成・線
形化するために全微分を取ると次式に示す如くと
なる。 ΔCP＝（∂CP／∂RX）0・ΔRX＋（∂CP／∂N
X）0・ΔNX…（17） ここで、（∂CP／∂RX）0と（∂CP／∂NX）0を個
別に計算すると、次式に示す如くとなる。 （∂CP／∂RX）0＝｛−RX×（21RX＋NX）×（7.8
RX＋3.8NX）｝／｛（0.3RX＋0.1NX）2 ×（RX＋NX）2｝×（１／100
）…（18） （∂CP／∂NX）0＝｛NX×（21RX＋NX）×（7.8RX
＋3.8NX）｝／｛（0.3RX＋0.1NX）2 ×（RX＋NX）2｝×（１／100
）…（19） ここで、式の表現を簡単にするために次式で示
す係数βを導入する。 β＝｛（21RX＋NX）×（7.8RX＋3.8NX）｝／｛（
0.3RX＋0.1NX）2・（RX＋NX）2｝×（１／100）
…（20） すると、結局カーボンポテンシヤルCPは、次
式で現わされる。 ΔCP＝（−RX0・β）×ΔRX ＋（NX0・β）・ΔNX …（21） 前出(11)式と（21）式より、プロセスの特性行列
〓は、次式で表現できる。 ここで、操作量（mpf、mcp）からみた（PF、
CP）を次式で現わす。 従つて、プロセス特性行列〓及び該プロセス特
性行列〓をその右側から対角行列化するための補
償行列〓の積〓・〓が対角マトリツクスであれ
ば、操作量に対して（PF、CP）は非干渉、独立
となる。 今、h11＝１、h22＝１とすれば、残りの要素h21
及及びh12は次式に示す如くとなる。 h21＝−（g21／g22）×１＝（−RX0・β）／（NX
0・β）×１＝RX0／NX0…（24） h12＝−（g12／g11）×１＝−（α／α）×１＝−１
…（25） 従つて、補償行列〓を次式とすればよい。 以上まとめると、次式となる。 この式（27）式を通常の式に展開すると、次式
に示す如くとなる。 ΔNX＝mpf＋mcp …（28） ΔRX＝（RX0／NX0）・mpf−mcp
…（29） このように、炉圧の操作量mpfとカーボンポテ
ンシヤルの操作量mcpを、（28）式及び（29）式
に従つて計算し、キヤリアガス流量をΔNXだけ、
又、エンリツチガス流量をΔRXだけ操作すると
よい。
スNX及びエンリツチガスRXの投入量を同時に
操作することで、炉圧PFとカーボンポテンシヤ
ルCPを互いに干渉することなく制御できればよ
い。そこで、炉圧PFとキヤリアガスNX、エン
リツガスRX及びカーボンポテンシヤルCPとキヤ
リアガスNX、エンリツガスRXの関係をモデル
化する。今、第２図に示す如く、炉温をθf、炉容
積をVf（一定）、投入ガス圧力をP1、投入ガス温
度をθ1、投入ガス流量をq1、外乱を含めて炉１０
から漏洩するガス流量をq′とすると、ボイル・シ
ヤルルの法則及び投入ガス量と漏洩ガス量が等し
いことから、次式の関係が成立する。 PF・Vf／θf＝∫t+△t tq1dt・（p1／θ1）−∫t+
△t tq′dt・（PF／θf）…(2) この(2)式の両辺を時間ｔで微分すると次式に示
す如くとなる。 （Vf／θf）・（dPF／dt）＝（P1／θ1）・q1−
（q′／θf）・PF…(3) 一方、開孔部の面積をＡとすると、開孔部より
漏洩するガス流量q′は次式で表現できる。 q′＝Kl・√・Ａ（Ｎm3／ｈ）…(4) ここで、Klは温度で決る係数であり、600〜
900℃では通常約6000とすることができる。 前出(3)式に(4)式の関係を代入すると、次式が成
立する。 （Vf／θf）・（dFp／dt）＝−（Kl・Ａ／θf）
・（PF）3/2＋（P1／θ1）・q1…(5) この(5)式は非線形であるため、線形化が必要で
ある。定常状態では、RXガス及びNXガスの投
入量と、パイプを含む開孔部より流出するガス量
は平衡であると考えることができるので、次式が
成立する。 （dPF0／dt）０ …(6) 従つて、前出(5)式は次式に示す如くとなる。 −（Kl・Ａ／θf）（PF0）3/2＋（P1／θ1）・q1
0＝（Vf／θf）・（dPF0／dt）…(7) このとき、｜ΔPF／PF0｜≪１である場合には、
次式の関係が近似的に成立する。 （PF）3/2（PF0）3/2・｛１＋（３／２）×（
ΔPF／PF0）｝…(8) 従つて、次式の関係が成立し、ΔPに関して線
形化できる。 （Vf／θf）・｛ｄ（ΔPF）／dt｝＝−（Kl・Ａ
／θf）・｛（３／２）√0・ΔPF｝＋（P1／θ1）
・Δq1…(9) ここで、PF0、Δq1は、オペレータが設定した
初期値あるいは実績値を常時フイードバツクする
ものとする。 前出(9)式を伝達関数に変換すると次式に示す如
くとなる。 （Vf／θf）・ΔPF・Ｓ＝−（Kl・Ａ）／θf・（
３／２）√0×ΔPF＋（P1／θ1）・Δq1…(10) ここで、ΔPF、Δq1を改めてPF、q1と表現す
ると、次式に示す如くとなる。 PF＝（θf／Vf）・（P1／θ1）／｛Ｓ＋（Kl・Ａ
／Vf）×（３／２）√0｝×q1 ＝α・q1＝α（NX＋RX） …(11) ここで、q1の係数αは次式で現わされる。 α＝｛（θf／Vf）・（P1／θ1）｝／｛Ｓ＋（Kl
・Ａ／Vf）×（３／２）√0｝…(12) 一方、RXガス及びNXガスに含まれるCO及び
CO2の濃度を考慮すると、CO及びCO2の投入量
ｑ co及びｑ co2は次式で現わされる。 しかしながら、CO及びCO2の分圧（PCO）、
（PCO2）に注目すると、次式の関係が成立する。 （PCO）＝（21.0RX＋1.0NX）／（RX＋NX）
（％） …（14） （PCO2）＝（0.3RX＋1.0NX）／（RX＋NX）
（％） …（15） 従つて、カーボンポテンシヤルCPは、結局次
式で現わされる。 CP＝｛（21.0RX＋1.0NX）／（RX＋NX）｝2／［10
0×｛（0.3RX＋1.0NX）／（RX＋NX）｝］
…（16） このカーボンポテンシヤルCPを１次形成・線
形化するために全微分を取ると次式に示す如くと
なる。 ΔCP＝（∂CP／∂RX）0・ΔRX＋（∂CP／∂N
X）0・ΔNX…（17） ここで、（∂CP／∂RX）0と（∂CP／∂NX）0を個
別に計算すると、次式に示す如くとなる。 （∂CP／∂RX）0＝｛−RX×（21RX＋NX）×（7.8
RX＋3.8NX）｝／｛（0.3RX＋0.1NX）2 ×（RX＋NX）2｝×（１／100
）…（18） （∂CP／∂NX）0＝｛NX×（21RX＋NX）×（7.8RX
＋3.8NX）｝／｛（0.3RX＋0.1NX）2 ×（RX＋NX）2｝×（１／100
）…（19） ここで、式の表現を簡単にするために次式で示
す係数βを導入する。 β＝｛（21RX＋NX）×（7.8RX＋3.8NX）｝／｛（
0.3RX＋0.1NX）2・（RX＋NX）2｝×（１／100）
…（20） すると、結局カーボンポテンシヤルCPは、次
式で現わされる。 ΔCP＝（−RX0・β）×ΔRX ＋（NX0・β）・ΔNX …（21） 前出(11)式と（21）式より、プロセスの特性行列
〓は、次式で表現できる。 ここで、操作量（mpf、mcp）からみた（PF、
CP）を次式で現わす。 従つて、プロセス特性行列〓及び該プロセス特
性行列〓をその右側から対角行列化するための補
償行列〓の積〓・〓が対角マトリツクスであれ
ば、操作量に対して（PF、CP）は非干渉、独立
となる。 今、h11＝１、h22＝１とすれば、残りの要素h21
及及びh12は次式に示す如くとなる。 h21＝−（g21／g22）×１＝（−RX0・β）／（NX
0・β）×１＝RX0／NX0…（24） h12＝−（g12／g11）×１＝−（α／α）×１＝−１
…（25） 従つて、補償行列〓を次式とすればよい。 以上まとめると、次式となる。 この式（27）式を通常の式に展開すると、次式
に示す如くとなる。 ΔNX＝mpf＋mcp …（28） ΔRX＝（RX0／NX0）・mpf−mcp
…（29） このように、炉圧の操作量mpfとカーボンポテ
ンシヤルの操作量mcpを、（28）式及び（29）式
に従つて計算し、キヤリアガス流量をΔNXだけ、
又、エンリツチガス流量をΔRXだけ操作すると
よい。
以下図面を参照して、本発明が採用された熱処
理炉の炉内雰囲気及び圧力制御装置の実施例を詳
細に説明する。 本実施例においては、第３図に示す如く、熱処
理炉１０が８ゾーンの連続炉とされている。一般
にマルチゾーンで構成されている炉の場合、全ゾ
ーンに同じ計測制御装置を装備することは費用対
効果の点で得策でなく、２〜３ゾーンを共通で制
御する方法で実質的な効果は得られる。本発明に
係る炉内雰囲気及び圧力制御方法も同様であり、
第４図に示す如く、８ゾーンの連続炉の場合、２
ゾーンを１グループとし、４グループ制御として
も、８ゾーン個別制御と同様の効果が得られる。
従つて、以後１グループについてのみ実施例を詳
細に説明する。 本実施例は、前記従来例と同様の、RXガス発
生炉１２、NXガス発生炉１４、炉圧発信器１
６、炉圧設定器１７、炉圧調節計１８、CO／
CO2分析計２０、CP演算器２２、CP設定器２
３、CP調節計２４、RXガス流量計２６、RXガ
ス調節弁２８、RXガス調節計３０、NXガス流
量計３２、NX調節弁３４、NXガス調節計３６
を備えた熱処理炉１０の炉内雰囲気及び圧力制御
装置おいて、前記炉圧調節計１８及びCP調節計
２４とRXガス調節計３０及びNXガス調節計３
６の間に、前出（28）式及び（29）式の演算を行
う演算器４０を挿入したものである。 前記CO／CO2分析計２０は、サンプリング周
期が問題となるが、例えばサンプリング導管を適
切に取つた赤外線分析計とすることによつて、３
秒から５秒の応答性が得られるので、リアルタイ
ムの測定が可能である。 他の点については前記従来例と同様でであるの
で、説明は省略する。 以下実施例の作用を説明する。 前記CO／CO2分析計２０の測定値は、前出(1)
式に従つてCP演算器２２で演算されてカーボン
ポテンシヤルCPが得られる。CP調節計２４は、
CP設定器２３からの設定値とCP測定値の偏差を
取つてCP操作量mcpを演出する。炉圧に関して
も同様に、炉圧調節計１８は、炉圧設定器１７か
らの設定値と炉圧発信器１６からの炉圧測定値の
偏差を取つて炉圧操作量mpfを算出する。この
際、炉圧には0.1秒以下の外乱が通常含まれてい
るので、１秒以下の外乱を除去すべく測定値にロ
ーパスフイルタをかけて使用する。 次に、炉圧PF及びカーボンポテンシヤルCPの
モデルを線形化したことによる誤差を吸収するた
めに、CP操作量mcpにかかる係数RX0／NX0は、
RXガス、NXガスの各々の流量計２６，３２の
実測値を演算器４０で常時計算しておく。後は、
前出（28）式及び（29）式に従つて、キヤリアガ
ス投入量ΔRXとエンリツチガス投入量ΔNXを計
算し、各流量調節計３０，３６へ設定し、各調節
弁２８，３４を調整すればよい。 本実施例における炉圧制御結果及びカーボンポ
テンシヤル制御結果を、それぞれ従来方式と比較
して、第４図及び第５図に示す。図において、い
ずれもＡが本発明による場合、Ｂが従来方式によ
る場合である。 第４図から明らかな如く、本発明によれば、従
来方式に比較して炉圧PFを平均で0.5mmH2O目標
値を下げることができる。この結果、第５図に示
す如く、カーボンポテンシヤルCPは目標値2.25
に対し従来±1.25であつたものが、±0.45と約1/3
に低減することができ、本発明の効果が大である
ことが明らかである。
理炉の炉内雰囲気及び圧力制御装置の実施例を詳
細に説明する。 本実施例においては、第３図に示す如く、熱処
理炉１０が８ゾーンの連続炉とされている。一般
にマルチゾーンで構成されている炉の場合、全ゾ
ーンに同じ計測制御装置を装備することは費用対
効果の点で得策でなく、２〜３ゾーンを共通で制
御する方法で実質的な効果は得られる。本発明に
係る炉内雰囲気及び圧力制御方法も同様であり、
第４図に示す如く、８ゾーンの連続炉の場合、２
ゾーンを１グループとし、４グループ制御として
も、８ゾーン個別制御と同様の効果が得られる。
従つて、以後１グループについてのみ実施例を詳
細に説明する。 本実施例は、前記従来例と同様の、RXガス発
生炉１２、NXガス発生炉１４、炉圧発信器１
６、炉圧設定器１７、炉圧調節計１８、CO／
CO2分析計２０、CP演算器２２、CP設定器２
３、CP調節計２４、RXガス流量計２６、RXガ
ス調節弁２８、RXガス調節計３０、NXガス流
量計３２、NX調節弁３４、NXガス調節計３６
を備えた熱処理炉１０の炉内雰囲気及び圧力制御
装置おいて、前記炉圧調節計１８及びCP調節計
２４とRXガス調節計３０及びNXガス調節計３
６の間に、前出（28）式及び（29）式の演算を行
う演算器４０を挿入したものである。 前記CO／CO2分析計２０は、サンプリング周
期が問題となるが、例えばサンプリング導管を適
切に取つた赤外線分析計とすることによつて、３
秒から５秒の応答性が得られるので、リアルタイ
ムの測定が可能である。 他の点については前記従来例と同様でであるの
で、説明は省略する。 以下実施例の作用を説明する。 前記CO／CO2分析計２０の測定値は、前出(1)
式に従つてCP演算器２２で演算されてカーボン
ポテンシヤルCPが得られる。CP調節計２４は、
CP設定器２３からの設定値とCP測定値の偏差を
取つてCP操作量mcpを演出する。炉圧に関して
も同様に、炉圧調節計１８は、炉圧設定器１７か
らの設定値と炉圧発信器１６からの炉圧測定値の
偏差を取つて炉圧操作量mpfを算出する。この
際、炉圧には0.1秒以下の外乱が通常含まれてい
るので、１秒以下の外乱を除去すべく測定値にロ
ーパスフイルタをかけて使用する。 次に、炉圧PF及びカーボンポテンシヤルCPの
モデルを線形化したことによる誤差を吸収するた
めに、CP操作量mcpにかかる係数RX0／NX0は、
RXガス、NXガスの各々の流量計２６，３２の
実測値を演算器４０で常時計算しておく。後は、
前出（28）式及び（29）式に従つて、キヤリアガ
ス投入量ΔRXとエンリツチガス投入量ΔNXを計
算し、各流量調節計３０，３６へ設定し、各調節
弁２８，３４を調整すればよい。 本実施例における炉圧制御結果及びカーボンポ
テンシヤル制御結果を、それぞれ従来方式と比較
して、第４図及び第５図に示す。図において、い
ずれもＡが本発明による場合、Ｂが従来方式によ
る場合である。 第４図から明らかな如く、本発明によれば、従
来方式に比較して炉圧PFを平均で0.5mmH2O目標
値を下げることができる。この結果、第５図に示
す如く、カーボンポテンシヤルCPは目標値2.25
に対し従来±1.25であつたものが、±0.45と約1/3
に低減することができ、本発明の効果が大である
ことが明らかである。
以上説明した通り、本発明によれば、カーボン
ポテンシヤルと炉内圧力を干渉することなく制御
することができる。従つて、低炉圧操業を実現し
て雰囲気ガス投入量を削減することができるとい
う優れた効果を有する。
ポテンシヤルと炉内圧力を干渉することなく制御
することができる。従つて、低炉圧操業を実現し
て雰囲気ガス投入量を削減することができるとい
う優れた効果を有する。
第１図は、本発明に係る熱処理炉の炉内雰囲気
及び圧力制御方法の要旨を示す流れ図、第２図
は、本発明の原理を説明するための、炉圧のモデ
ルを示す線図、第３図は、本発明が採用された、
熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御装置の実施例
の構成を示すブロツク線図、第４図は、前記実施
例の炉圧制御結果を従来法と比較して示す線図、
第５図は、同じく前記実施例のカーボンポテンシ
ヤル制御結果を従来法と比較して示す線図、第６
図は、従来の制御方法が採用された、熱処理炉の
炉内雰囲気及び圧力制御装置の一例の構成を示す
ブロツク線図である。 １０……熱処理炉、１２……RXガス発生炉、
１４……NXガス発生炉、１６……炉圧発信器、
PF……炉圧、１７……炉圧設定器、１８……炉
圧調節計、mpf……炉圧操作量、２０……CO／
CO2分析計、２２……CP演算器、CP……カーボ
ンポテンシヤル、２３……CP設定器、２４……
CP調節計、mcp……CP操作量、２６……RXガ
ス流量計、２８……RXガス調節弁、３０……
RXガス調節計、３２……NXガス流量計、３４
……NXガス調節弁、３６……NXガス調節計、
４０……演算器。
及び圧力制御方法の要旨を示す流れ図、第２図
は、本発明の原理を説明するための、炉圧のモデ
ルを示す線図、第３図は、本発明が採用された、
熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御装置の実施例
の構成を示すブロツク線図、第４図は、前記実施
例の炉圧制御結果を従来法と比較して示す線図、
第５図は、同じく前記実施例のカーボンポテンシ
ヤル制御結果を従来法と比較して示す線図、第６
図は、従来の制御方法が採用された、熱処理炉の
炉内雰囲気及び圧力制御装置の一例の構成を示す
ブロツク線図である。 １０……熱処理炉、１２……RXガス発生炉、
１４……NXガス発生炉、１６……炉圧発信器、
PF……炉圧、１７……炉圧設定器、１８……炉
圧調節計、mpf……炉圧操作量、２０……CO／
CO2分析計、２２……CP演算器、CP……カーボ
ンポテンシヤル、２３……CP設定器、２４……
CP調節計、mcp……CP操作量、２６……RXガ
ス流量計、２８……RXガス調節弁、３０……
RXガス調節計、３２……NXガス流量計、３４
……NXガス調節弁、３６……NXガス調節計、
４０……演算器。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 複数の雰囲気ガスが投入される熱処理炉の炉
内雰囲気と炉内圧力を同時に満足させるよう制御
するに際して、 予め、炉内雰囲気制御パラメータと炉内圧力制
御パラメータに関する雰囲気ガスとの関係式を導
き、且つ、これらの関係を１次結合の形式に変換
してプロセス特性行列を作成し、 炉内雰囲気及び炉内圧力偏差に応じて投入され
る複数の雰囲気ガスの投入量に関して、前記プロ
セス特性行列をその右側から対角行列化するよう
な補償行列を求め、 該補償行列により対角行列化されたプロセス特
性行列を用いて、雰囲気ガスの投入量を制御する
ことにより、 雰囲気ガスの投入量制御による炉内雰囲気と炉
内圧力の干渉を防ぎ、安定した炉内雰囲気及び炉
内圧力が得られるようにしたことを特徴とする熱
処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法。 ２ 前記炉内雰囲気が、カーボンポテンシヤルで
ある特許請求の範囲第１項記載の熱処理炉の炉内
雰囲気及び圧力制御方法。 ３ 前記雰囲気ガスが、キヤリアガスとエンリツ
チガスである特許請求の範囲第１項記載の熱処理
炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8196185A JPS61243114A (ja) | 1985-04-17 | 1985-04-17 | 熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8196185A JPS61243114A (ja) | 1985-04-17 | 1985-04-17 | 熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61243114A JPS61243114A (ja) | 1986-10-29 |
| JPH0119442B2 true JPH0119442B2 (ja) | 1989-04-11 |
Family
ID=13761098
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP8196185A Granted JPS61243114A (ja) | 1985-04-17 | 1985-04-17 | 熱処理炉の炉内雰囲気及び圧力制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61243114A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE102009058642A1 (de) * | 2009-12-16 | 2011-06-22 | Ipsen International GmbH, 47533 | Verfahren und Einrichtung zur Regelung von Prozessgasen für Wärmebehandlungen von metallischen Werkstoffen/Werkstücken in Industrieöfen |
-
1985
- 1985-04-17 JP JP8196185A patent/JPS61243114A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS61243114A (ja) | 1986-10-29 |
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