JPS58210119A - 加熱炉内の鋼片温度推定方法 - Google Patents
加熱炉内の鋼片温度推定方法Info
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- JPS58210119A JPS58210119A JP9120282A JP9120282A JPS58210119A JP S58210119 A JPS58210119 A JP S58210119A JP 9120282 A JP9120282 A JP 9120282A JP 9120282 A JP9120282 A JP 9120282A JP S58210119 A JPS58210119 A JP S58210119A
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- JP
- Japan
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- temperature
- slab
- heating furnace
- heat transfer
- steel billet
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-
- 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
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/0081—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for slabs; for billets
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Control Of Heat Treatment Processes (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は、連続式加熱炉における自動燃料制御の基礎と
なる加熱炉内の鋼片温度推定方法に関する。
なる加熱炉内の鋼片温度推定方法に関する。
一般に、連続式加熱炉、特に多帯式加熱炉の自動燃料制
御は、加熱炉抽出口において鋼片を所定の最適温度とし
、かつ燃料消費量を最小にするものである。この自動燃
料制御は、３つの機能、即ち鋼片の昇温パターン決定ｄ
１“算、加熱炉内の鋼片温度推定計算、および該鋼片温
度推定計算値の各時点の値をこれらと同時点の前記昇温
パターン決定計算値に一致させるべく炉温を制御する炉
温設定値制御計算とからなる。
御は、加熱炉抽出口において鋼片を所定の最適温度とし
、かつ燃料消費量を最小にするものである。この自動燃
料制御は、３つの機能、即ち鋼片の昇温パターン決定ｄ
１“算、加熱炉内の鋼片温度推定計算、および該鋼片温
度推定計算値の各時点の値をこれらと同時点の前記昇温
パターン決定計算値に一致させるべく炉温を制御する炉
温設定値制御計算とからなる。
鋼片の昇温パターン決定計算は、多帯式加熱炉の炉温設
定値の組を仮定した際の燃料消費量と加問題を解くこと
となる。計算方式としてはリニアプログラミングを用い
て実時間を決定する方式や、予め非線形計画法によシ決
定する方式がある。
定値の組を仮定した際の燃料消費量と加問題を解くこと
となる。計算方式としてはリニアプログラミングを用い
て実時間を決定する方式や、予め非線形計画法によシ決
定する方式がある。
加熱炉内の鋼片温度推定計算は、加熱炉における各燃焼
帯の炉温に基づいて計算される。計算式は、一般に多次
元の偏微分程式で表わされる熱伝導方程式が用いられる
が、実時間計算に適切な差分方程式による近似式が採用
される。以下その一例として、第１図に示される如く鋼
片がスラブ１の場合で、スラブｌの厚み方向にメツシュ
点をとつ′ｆｃ場合の差分方程式を示す。
帯の炉温に基づいて計算される。計算式は、一般に多次
元の偏微分程式で表わされる熱伝導方程式が用いられる
が、実時間計算に適切な差分方程式による近似式が採用
される。以下その一例として、第１図に示される如く鋼
片がスラブ１の場合で、スラブｌの厚み方向にメツシュ
点をとつ′ｆｃ場合の差分方程式を示す。
θＩ（，１＋Δｔ）＝Ａ（θｔ−１（ｔ）＋〇川（ｔ）
Ｊ＋（１−２Ａ）０１ （１）１＝２〜ｎ−１・・・
（１） θ＋（ｊｏＪ＝θ、ｏ ｔ＝ｌ〜ｎ
・・・（６）ｎ：メツシュ点数 θ＋（１）：メッシュ点ｌの時刻ｔの温度Ｑ、（ｔ）
：上部よりの入熱量 Ｑ、（ｔ） ：下部よりの入熱量 Ｃ：鋼片の比熱 ρ ：鋼片の比重 Ｋ ：鋼片の熱伝導率 ｔ ：時刻 ４１２時間きざみ ＤＸ＝厚み方向メツシュ点の間隔 Ｔυ二鋼片上部の炉温 ＴＬ：鋼片下部の炉温 φ’ｃｏ ：上部総括熱伝達係数 φ≧ｃＱ：下部総括熱伝達係数 計算において初期値は、加熱炉への鋼片装入時の鋼片温
度とする。また、比熱Ｃ１比重ρおよび熱伝導率には鋼
片の材質により決定される物理定数であり、鋼片の上部
および下部の炉温ＴＵ、 ＴＬは加熱炉内の各燃焼帯の
炉温により推定される。
Ｊ＋（１−２Ａ）０１ （１）１＝２〜ｎ−１・・・
（１） θ＋（ｊｏＪ＝θ、ｏ ｔ＝ｌ〜ｎ
・・・（６）ｎ：メツシュ点数 θ＋（１）：メッシュ点ｌの時刻ｔの温度Ｑ、（ｔ）
：上部よりの入熱量 Ｑ、（ｔ） ：下部よりの入熱量 Ｃ：鋼片の比熱 ρ ：鋼片の比重 Ｋ ：鋼片の熱伝導率 ｔ ：時刻 ４１２時間きざみ ＤＸ＝厚み方向メツシュ点の間隔 Ｔυ二鋼片上部の炉温 ＴＬ：鋼片下部の炉温 φ’ｃｏ ：上部総括熱伝達係数 φ≧ｃＱ：下部総括熱伝達係数 計算において初期値は、加熱炉への鋼片装入時の鋼片温
度とする。また、比熱Ｃ１比重ρおよび熱伝導率には鋼
片の材質により決定される物理定数であり、鋼片の上部
および下部の炉温ＴＵ、 ＴＬは加熱炉内の各燃焼帯の
炉温により推定される。
上部および下部の総括熱伝達係数φ’ＣＯＴφ”ｃｏ（
以下［φｃａｌと略す。）は未知のノくラメータであり
、入熱量Ｑ＋（ｔ）、 Ｑ、（ｔ）が炉燃焼帯の炉温Ｉ
ｌｌ、 、 ｌ１ｌＸ、および鋼片表面温度θｔ ％ｔ
） ＋ θ、（ｔ）より決定される（式（４）、 （
５） ）ことから実験にて定められ仝。
以下［φｃａｌと略す。）は未知のノくラメータであり
、入熱量Ｑ＋（ｔ）、 Ｑ、（ｔ）が炉燃焼帯の炉温Ｉ
ｌｌ、 、 ｌ１ｌＸ、および鋼片表面温度θｔ ％ｔ
） ＋ θ、（ｔ）より決定される（式（４）、 （
５） ）ことから実験にて定められ仝。
実験では、熱電対を埋設した鋼片を加熱炉に装入して加
熱し、各燃焼帯の炉温実測値Ｔυ、Ｔ、および鋼片温度
実測値θｔＵＬθ、（ｔ）を求め、該鋼片温度実測値θ
、（１）、 θ、（ｔ）から鋼片への入熱Ｉｔ Ｑｓ
（ｔ） 。
熱し、各燃焼帯の炉温実測値Ｔυ、Ｔ、および鋼片温度
実測値θｔＵＬθ、（ｔ）を求め、該鋼片温度実測値θ
、（１）、 θ、（ｔ）から鋼片への入熱Ｉｔ Ｑｓ
（ｔ） 。
Ｃ２（ｔ）を求めて総括熱伝達係数φＣｏｏを決定する
。
。
ところが、この総括熱伝達係数φｃｏは一律に定められ
るものではなく、炉構造、炉温或いは炉の操業方法等に
よって変動するものであるため、実験値によって求めた
総括熱伝達係数φＣ０（１を用いる場合には、実際の稼
動において、加熱炉内での鋼片温度推定値の精度が悪く
、シたがって、これに基づく炉温設定値制御計算も適切
でないという問題点を生ずる。
るものではなく、炉構造、炉温或いは炉の操業方法等に
よって変動するものであるため、実験値によって求めた
総括熱伝達係数φＣ０（１を用いる場合には、実際の稼
動において、加熱炉内での鋼片温度推定値の精度が悪く
、シたがって、これに基づく炉温設定値制御計算も適切
でないという問題点を生ずる。
本発明は、上記従来の問題点に鑑みなされたものであっ
て、鋼片温度の推定計算を高精度にて行なうことができ
る加熱炉内の鋼片温度推定方法を提供することを目的と
する。
て、鋼片温度の推定計算を高精度にて行なうことができ
る加熱炉内の鋼片温度推定方法を提供することを目的と
する。
上記目的を達成するために、本発明に係る加熱炉内の鋼
片温度推定方法は、鋼片を連続的に加熱する加熱炉の抽
出口における鋼片温度推定値と実測値との誤差を検出し
、該鋼片温度推定値に影響を与える鋼片の総括熱伝達係
数を変化させ、この変化量とこれに基づく前記鋼片温度
推定値の変化量とから、前記鋼片温度推定値に対する前
記総括熱伝達係数の影響係数を求め、これに基づき前記
総括熱伝達係数金実時間で修正し、鋼片温度推定値を前
記実測値に一致させるものである。
片温度推定方法は、鋼片を連続的に加熱する加熱炉の抽
出口における鋼片温度推定値と実測値との誤差を検出し
、該鋼片温度推定値に影響を与える鋼片の総括熱伝達係
数を変化させ、この変化量とこれに基づく前記鋼片温度
推定値の変化量とから、前記鋼片温度推定値に対する前
記総括熱伝達係数の影響係数を求め、これに基づき前記
総括熱伝達係数金実時間で修正し、鋼片温度推定値を前
記実測値に一致させるものである。
以下、本発明の実施例を図面を参照して説明する。
第２図は、本発明における加熱炉の鋼片温度推定方法の
一実施例が適用される連続多帯式スラブ加熱炉の断面図
を示す。
一実施例が適用される連続多帯式スラブ加熱炉の断面図
を示す。
加熱炉３は４つの燃焼帯に区分され、各燃焼帯の炉温は
制御計算機によって操作・設定される。
制御計算機によって操作・設定される。
加熱炉３の内部で、スラブ１の装入口５と抽出ロアとの
間にはウオービングビーム９が配設され、スラブｌを載
置し、これを加熱炉３内で連続的に加熱・搬送可能とし
ている。
間にはウオービングビーム９が配設され、スラブｌを載
置し、これを加熱炉３内で連続的に加熱・搬送可能とし
ている。
前記各燃焼帯の上部および下部には、それぞれ炉温温度
計１１が配設され、この炉温温度計１１は前記Ｉｔｌｌ
Ｊ御計Ｊ！機に接続されて、炉温を実時間で該制御計算
機に入力する。また、抽出ロアを具備する燃焼帯の該抽
出ロア近傍には、前記制御計算機に接続される鋼片温度
計１３が設置され、鋼片としてのスラブ１の表向温度を
測定して該制御計算機に実時間にて入力している。更に
、前記ウオーキングビーム９は、その移動量が移動毎に
前記制御計算機に入力され、スラブ１の位置を該制御計
算機によって追跡可能としている。
計１１が配設され、この炉温温度計１１は前記Ｉｔｌｌ
Ｊ御計Ｊ！機に接続されて、炉温を実時間で該制御計算
機に入力する。また、抽出ロアを具備する燃焼帯の該抽
出ロア近傍には、前記制御計算機に接続される鋼片温度
計１３が設置され、鋼片としてのスラブ１の表向温度を
測定して該制御計算機に実時間にて入力している。更に
、前記ウオーキングビーム９は、その移動量が移動毎に
前記制御計算機に入力され、スラブ１の位置を該制御計
算機によって追跡可能としている。
上記加熱炉３内におけるスラブ１の温度推定計算は、前
述の式（１）乃至（７）によって行なわれる。ここで、
比熱Ｃ１比重ρおよび熱伝導率には従来例と同様に定数
である。を念、スラブ１の上部および下部の炉温Ｔυ
ｌ１ｌＬも、各スラブ毎にスラブの位置追跡が行なわれ
、該当する位置近傍の炉温温度計１１の測定値から、前
記制御割算様によって推定される。、また、総括熱伝達
係数φｃｏは、当初は実験値によって決定される値φｃ
ｏ（１（上部総括熱伝達係数φ’ＣＧ（１、下部総括熱
伝達係数φ”ｃｏ６）を用いる。このようにして第３図
に示される如く、各燃焼帯の炉温からスラブ１の温度が
推定される。
述の式（１）乃至（７）によって行なわれる。ここで、
比熱Ｃ１比重ρおよび熱伝導率には従来例と同様に定数
である。を念、スラブ１の上部および下部の炉温Ｔυ
ｌ１ｌＬも、各スラブ毎にスラブの位置追跡が行なわれ
、該当する位置近傍の炉温温度計１１の測定値から、前
記制御割算様によって推定される。、また、総括熱伝達
係数φｃｏは、当初は実験値によって決定される値φｃ
ｏ（１（上部総括熱伝達係数φ’ＣＧ（１、下部総括熱
伝達係数φ”ｃｏ６）を用いる。このようにして第３図
に示される如く、各燃焼帯の炉温からスラブ１の温度が
推定される。
次に、スラブ１が抽出ロアの近傍まで搬送されると、鋼
片温度計１３によってスラブ１の表面温度θＲ（第４図
参照）が測定され制御計算機に人力される。制御計算機
内部では、この実測値θ８と、前述の推定計算によって
求められる抽出ロア近傍のスラブ表面温度推定値θＣ（
メツシュ点１の温度）とが比較され、両値の誤差（０８
〜θ０）が算出される。
片温度計１３によってスラブ１の表面温度θＲ（第４図
参照）が測定され制御計算機に人力される。制御計算機
内部では、この実測値θ８と、前述の推定計算によって
求められる抽出ロア近傍のスラブ表面温度推定値θＣ（
メツシュ点１の温度）とが比較され、両値の誤差（０８
〜θ０）が算出される。
次に、上部および下部総括熱伝達係数φ’ｃＧｎ 。
φ”ｃａｎ を微小量Δφ変動させてそれぞれφ’ＣＧ
Ｏ＋Δφ、φ”ＣＧＱ＋Δφとする。この値φ’ＣＧＱ
＋Δφおよびφ”Ｃｏｎ＋Δφと、制御計算機に記憶さ
れた、装入口５から抽出ロアまでの各時点でのスラブ１
の上部および下部炉温１ｒＵ、 ｒｌｌＬとから、再び
スラブ１の温度推定計算が、装入口５から抽出ロアまで
行なわれる。
Ｏ＋Δφ、φ”ＣＧＱ＋Δφとする。この値φ’ＣＧＱ
＋Δφおよびφ”Ｃｏｎ＋Δφと、制御計算機に記憶さ
れた、装入口５から抽出ロアまでの各時点でのスラブ１
の上部および下部炉温１ｒＵ、 ｒｌｌＬとから、再び
スラブ１の温度推定計算が、装入口５から抽出ロアまで
行なわれる。
この計算の結果得られる抽出ロア近傍のスラブ表面温度
推定値をθＤ（メツシュ点１の温度）とすると、スラブ
表面温度推定値に対する総括熱伝達係数の影響係数には
次式（８）で算出される。
推定値をθＤ（メツシュ点１の温度）とすると、スラブ
表面温度推定値に対する総括熱伝達係数の影響係数には
次式（８）で算出される。
ｋ−（θＤ−θＣ）／Δφ ・・・（８）し
たがって、総括熱伝達係数φｃｏの修正量Δφｃ。
たがって、総括熱伝達係数φｃｏの修正量Δφｃ。
は上記影響係数ｋに基づき下記の式（９）、 （１０１
の如く決定され、抽出ロア近傍のスラブ１の表面温度実
測値θ８と同位置でのスラブ表面温度推定値とをほぼ一
致させる。
の如く決定され、抽出ロア近傍のスラブ１の表面温度実
測値θ８と同位置でのスラブ表面温度推定値とをほぼ一
致させる。
θ８＝θＣ＋ ｋΔφｃｏ −（９）
Δφｃａ＝（θ８−θＣ） ／ ｋ ・（１０
）ところが、総括熱伝達係数φｃａの急激な修正は制御
系の安定を擾乱させることになるｔめ、式（１０）に基
づき下記の式（１１）にて総括熱伝達係数の修正を行な
う。
Δφｃａ＝（θ８−θＣ） ／ ｋ ・（１０
）ところが、総括熱伝達係数φｃａの急激な修正は制御
系の安定を擾乱させることになるｔめ、式（１０）に基
づき下記の式（１１）にて総括熱伝達係数の修正を行な
う。
φ’ｃｏ ＝φ’ｃａｏ＋（１−ｒ ）Δφｃｏ
”（１１１ｒ；定数（０くγく１） ｉ＝１・・・上部総括熱伝達係数φ’ＣＧＱｉ＝＝２・
・・下部総括熱伝達係数φ”ｃｏ（１また、総括熱伝達
係数φｃｏは温度の影響にょシ変動することから、実験
値によって決定される総括熱伝達係数φ’ｃｏ（１、φ
”ｃｏ（１が定数として定まらない場合には、適当な温
度帯で層別した定数の組として式（１２）の如く決定さ
れる。
”（１１１ｒ；定数（０くγく１） ｉ＝１・・・上部総括熱伝達係数φ’ＣＧＱｉ＝＝２・
・・下部総括熱伝達係数φ”ｃｏ（１また、総括熱伝達
係数φｃｏは温度の影響にょシ変動することから、実験
値によって決定される総括熱伝達係数φ’ｃｏ（１、φ
”ｃｏ（１が定数として定まらない場合には、適当な温
度帯で層別した定数の組として式（１２）の如く決定さ
れる。
φ’Ｃ（ＩＱ＝φ’、！Ａｏ（Ｔｌ−、（ＴＩ≦Ｔｊ）
・・・（１２）ｌｉｔ 、 、 Ｉｌｌ 、、１１３・
・・加熱炉の炉温のノー別Ｔ１・・・スラブｌの上部の
炉温 ′ｌ゛２・・・スラブ２の上部の炉温 この場合の総括熱伝達係数φｃｏの修正は下記の如く行
なう。即ち、式（１２）によって求められる抽出ロア近
傍のスラブ表面温度推定値θ０と、同位置でのスラブ１
の表面温度実測値θ８との差を算出した後、実験値で求
めた各層別の総括熱伝達係数φ詰。の誤差を同一である
と想定してφ１・１＝φ１・１ ＋Δ ＣＧ ｃｏ（１ とし、再びスラブ１の温度推定計算を行なう。
・・・（１２）ｌｉｔ 、 、 Ｉｌｌ 、、１１３・
・・加熱炉の炉温のノー別Ｔ１・・・スラブｌの上部の
炉温 ′ｌ゛２・・・スラブ２の上部の炉温 この場合の総括熱伝達係数φｃｏの修正は下記の如く行
なう。即ち、式（１２）によって求められる抽出ロア近
傍のスラブ表面温度推定値θ０と、同位置でのスラブ１
の表面温度実測値θ８との差を算出した後、実験値で求
めた各層別の総括熱伝達係数φ詰。の誤差を同一である
と想定してφ１・１＝φ１・１ ＋Δ ＣＧ ｃｏ（１ とし、再びスラブ１の温度推定計算を行なう。
この再計算によって、抽出口近傍のスラブ表面温度推定
値θＥを求めれば、スラブ温度推定値に対する総括熱伝
達係数φ謬の影響係ａｔは式（１３）％式％（１３） したがって、総括熱伝達係数φ早の修正量Δ＜＝ａは次
式（１４） （１５）により決定される。
値θＥを求めれば、スラブ温度推定値に対する総括熱伝
達係数φ謬の影響係ａｔは式（１３）％式％（１３） したがって、総括熱伝達係数φ早の修正量Δ＜＝ａは次
式（１４） （１５）により決定される。
θ８＝θＣ＋ ｔ・ΔＣＧ ・・・（１４
）Δｃｅ＝（ｏｎ−ｏｃ）７ｔ −（１５）総括
熱伝達係数φ１・ｊ の修正は、制御系の安定をＣＧ 図るため、前述の場合と同様に式（１６）にて行なう。
）Δｃｅ＝（ｏｎ−ｏｃ）７ｔ −（１５）総括
熱伝達係数φ１・ｊ の修正は、制御系の安定をＣＧ 図るため、前述の場合と同様に式（１６）にて行なう。
φリ ＝φ”’ ＋（１−ｒ）ΔＣＧ ・（１６）Ｃ
ＣＩ ＣＧ （Ｈ ｒ：定数（０くγく１） 上記実施例によれば、制御計算機より総括熱伝達係数を
修正させることによって、抽出ロア近傍のスラブ１０表
面温度実測値に同位置でのスラブ表面温度推定値を一致
させることから、加熱炉内のスラブ１の温度推定計算の
精度を向上させることができる。
ＣＩ ＣＧ （Ｈ ｒ：定数（０くγく１） 上記実施例によれば、制御計算機より総括熱伝達係数を
修正させることによって、抽出ロア近傍のスラブ１０表
面温度実測値に同位置でのスラブ表面温度推定値を一致
させることから、加熱炉内のスラブ１の温度推定計算の
精度を向上させることができる。
したがって、このスラブ１の温度推定値に基づく燃料制
御計算も精度よく行なわれ、加熱炉の燃料消費料を低減
することができる。
御計算も精度よく行なわれ、加熱炉の燃料消費料を低減
することができる。
以上のように、本発明に係る加熱炉の鋼片温度推定方法
によれば、鋼片温度の推定計算を高精度にて行なうこと
ができる。
によれば、鋼片温度の推定計算を高精度にて行なうこと
ができる。
第１図は縦断面にメツシュ点の一例を表示するスラブの
斜視図、第２図は本発明における加熱炉の鋼片温度推定
方法の一実施例が適用される連続多帯式スラブ加熱炉の
断面図、第３図は加熱炉の炉温とスラブ温度推定値との
関係を示す線図、第４図は総括熱伝達係数とスラブ温度
推定計算との関係を示す線図である。 １・・・スラブ、３・・・加熱炉、７・・・抽出口、θ
１Ｌ・・・スラブ温度実測値、θ０・・・抽出口近傍の
スラブ温度推定値、φｃｏ・・・総括熱伝達係数、ｋ・
・・影ｉａ係舷。 ￥Ｊ １ 目 １ｒ Ｌ ｆＪ ２ 目 ′￥１３ 図 久ｍ
斜視図、第２図は本発明における加熱炉の鋼片温度推定
方法の一実施例が適用される連続多帯式スラブ加熱炉の
断面図、第３図は加熱炉の炉温とスラブ温度推定値との
関係を示す線図、第４図は総括熱伝達係数とスラブ温度
推定計算との関係を示す線図である。 １・・・スラブ、３・・・加熱炉、７・・・抽出口、θ
１Ｌ・・・スラブ温度実測値、θ０・・・抽出口近傍の
スラブ温度推定値、φｃｏ・・・総括熱伝達係数、ｋ・
・・影ｉａ係舷。 ￥Ｊ １ 目 １ｒ Ｌ ｆＪ ２ 目 ′￥１３ 図 久ｍ
Claims (1)
- １、鋼片を連続的に加熱する加熱炉の抽出口における鋼
片温度推定値と実測値との誤差を検出し、該鋼片温度推
定値に影響を与える鋼片の総括熱伝達係数を変化させ、
この変化量とこれに基づく前記鋼片温度推定値の変化量
とから、前記鋼片温度推定値に対する前記総括熱伝達係
数の影響係数を求め、これに基づき前記総括熱伝達係数
を実時間で修正することを特徴とする加熱炉内の鋼片温
度推定′方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9120282A JPS58210119A (ja) | 1982-05-31 | 1982-05-31 | 加熱炉内の鋼片温度推定方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9120282A JPS58210119A (ja) | 1982-05-31 | 1982-05-31 | 加熱炉内の鋼片温度推定方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58210119A true JPS58210119A (ja) | 1983-12-07 |
Family
ID=14019841
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9120282A Pending JPS58210119A (ja) | 1982-05-31 | 1982-05-31 | 加熱炉内の鋼片温度推定方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58210119A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN106225943A (zh) * | 2016-08-31 | 2016-12-14 | 南京理工大学连云港研究院 | 一种基于瞬态传热理论测量高温石英熔融炉温度的装置及方法 |
| JP2019167574A (ja) * | 2018-03-22 | 2019-10-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 加熱炉でのスラブ温度モデルの修正方法、ならびにスラブ抽出温度制御方法および制御装置 |
-
1982
- 1982-05-31 JP JP9120282A patent/JPS58210119A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN106225943A (zh) * | 2016-08-31 | 2016-12-14 | 南京理工大学连云港研究院 | 一种基于瞬态传热理论测量高温石英熔融炉温度的装置及方法 |
| CN106225943B (zh) * | 2016-08-31 | 2018-12-14 | 南京理工大学连云港研究院 | 一种基于瞬态传热理论测量高温石英熔融炉温度的装置及方法 |
| JP2019167574A (ja) * | 2018-03-22 | 2019-10-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 加熱炉でのスラブ温度モデルの修正方法、ならびにスラブ抽出温度制御方法および制御装置 |
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