ROBERTO DALMASO, CELSO J. MUNARO

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1 COMPARAÇÃO DE ESTRATÉGIAS DE CONTROLE APLICADAS A UM REGENERADOR DE ALTO FORNO EM ESCALA PILOTO ROBERTO DALMASO, CELSO J. MUNARO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA ELÉTRICA, UFES VITÓRIA, ES, BRASIL DALMASO@UCL.BR, MUNARO@ELE.UFES.BR Abstract The control of temperature and flow in regenerators used in blast furnaces is a problem of great interest in the metallurgical industry. The good performance of these control loops contributes to the correct operation of the blast furnace and the reduction in energy required to melt the raw materials. Two control strategies are implemented in a regenerator and compared in pilot scale. They obey the usual constraints in this type of plant. The first strategy is the usual and does not take into account the coupling between control loops. The second one establishes a linear relationship between the cold air and hot air blown out and the temperature of the regenerator. Constraints in implementing this strategy generate a coupling between control signal of temperature loop and the flow signal, which is compensated via estimation of this coupling. The model parameters are estimated, and the controllers and uncouplers are designed and tested in the pilot plant during the exchange of regenerators, which cause considerable disturbances in these control loops. Keywords modeling, blast furnace, process control Resumo O controle de temperatura e vazão em regeneradores usados em altos-fornos é um problema de grande interesse na indústria metalúrgica. O bom desempenho destas malhas de controle contribui para a correta operação do alto-forno e a redução no consumo de energia necessário para fundir as matérias primas. Duas estratégias de controle são implementadas e comparadas em um regenerador em escala piloto. Elas obedecem as restrições usuais neste tipo de planta. A primeira estratégia é a usual e não leva em consideração o acoplamento entre malhas. A segunda estabelece uma relação linear entre o ar frio e ar quente soprados e a temperatura da saída do regenerador. Restrições na implementação desta estratégia geram um acoplamento do sinal de controle da malha de temperatura com a vazão, que é compensado a partir da estimação deste acoplamento. Os modelos são estimados, e os controladores e desacopladores projetados e testados na planta piloto durante a troca de regeneradores, que causa distúrbios consideráveis nestas malhas de controle. Palavras-chave Modelagem, alto-forno, controle de processos. 1 Introdução Esse artigo apresenta os resultados obtidos da utilização de diferentes estratégias de controle, e uma comparação entre seus desempenhos, quando aplicadas a um piloto de regenerador de alto-forno. Discute também como a escolha de diferentes atuadores presentes no piloto, afeta o acoplamento entre suas malhas. A implementação das técnicas e a construção do piloto levam em consideração as principais características da planta real, como os atuadores e sensores utilizados, para aumentar a compatibilidade entre os resultados obtidos no piloto e uma possível implantação na planta real. Para o entendimento do trabalho, somente uma ideia conceitual do piloto, mínima, é utilizada. A construção do piloto, com todos seus detalhes construtivos, é apresentada em Munaro et. al (2011) e também em Dalmaso et. al (2013), onde uma revisão de vários aspectos do piloto foi efetuada. O artigo está organizado da seguinte forma: a Seção seguinte apresenta uma revisão bibliográfica e descreve o piloto utilizado nos ensaios, sua instrumentação e as estratégias aplicadas. Na Seção 3 são mostrados os sinais aplicados no piloto, os modelos, controladores e compensadores obtidos e os testes em malha fechada. As conclusões são apresentadas na Seção 4. 2 Controle de vazão e temperatura em altosfornos O alto-forno é um reator metalúrgico, que transforma matérias primas (sínter, minérios, pelotas, fundentes, coque e outros) em gusa líquido, para a partir dele produzir o aço. A fonte de calor usada no mesmo é proveniente do ar pré-aquecido nos regeneradores. Além de fornecer ar aquecido com temperatura e vazão especificadas, estes equipamentos devem operar otimizando o uso da energia, que necessitam em grandes quantidades. Como apresentado em Ming et al. (2012), uma variação de 100 C em tal temperatura pode implicar em uma diferença de 15 a 20 kg de coque consumido por tonelada de gusa produzido, tornando o estudo de controladores para tal aplicação um assunto de grande interesse para a indústria. Em Jinsheng et al. (2007) técnicas de inteligência computacional são aplicadas enquanto controladores preditivos baseados em modelos são utilizados em Muske et. al (2000,b), Zhang et al. (2008) e Flen et al. (2011). O equipamento responsável pela geração do ar quente no processo de fabricação de gusa é o regenerador (Figura 1). Ele consiste de uma torre cilíndrica revestida internamente de tijolos refratários com o objetivo de manter o calor gerado através da queima de gases, feita na câmara de mistura, e posteriormente 4052

2 conduzida por entre os refratários de suas paredes. Um alto-forno, dependendo de seu volume e geometria do regenerador, pode apresentar três ou quatro regeneradores, os quais trabalham sempre alternando entre ciclos absorção de calor (aquecimento) e fornecimento de calor, ou seja, enquanto um (ou dois, no caso do emprego de quatro regeneradores) regenerador é aquecido os outros fornecem calor para o ar que será insuflado no alto-forno. O momento da alternância entre um ciclo e outro é comumente chamado de troca de regeneradores. A troca de regeneradores é um dos momentos mais críticos dentro do processo de geração do ar quente. Um estudo quanto aos vários aspectos de segurança operacional e problemas potenciais que podem ocorrer durante as trocas foi apresentado em Nieckle et al. (2006). A temperatura de saída do ar do processo é muito alta (superior a 1000 o C), tornando sua medição e a condução de experimentos aplicados diretamente às instalações do processo, como feito em Jinsheng et al. (2008) e Choi et al. (2006), algo muito perigoso e custoso. Por isto, pilotos são utilizados para análises e testes sempre que possível, como em Ming et al. (2012), Munaro et al. (2011) e Dalmaso et al. (2013). Os principais fenômenos físicos envolvidos nesse processo estão relacionados às trocas de calor entre o fluído e as paredes de refratário e vice-versa, fornecendo diferentes modelos para aquecimento e arrefecimento como mostrado em Zhang et al. (2008). Os modelos são tipicamente não-lineares, podendo necessitar de estratégias mais elaboradas para um bom desempenho em seu controle (Raul et al., 2013). O foco deste trabalho é usar técnicas de menor complexidade, tanto para o projeto quanto para a implantação. Os sensores e atuadores utilizados do piloto produzem informações muito próximas da planta real, gerando bons resultados e que podem ser facilmente utilizados em sistemas de controle usados em altos-fornos. O ar quente soprado no alto-forno é responsável por reduzir a matéria prima carregada em seu interior a ferro gusa. Para isso, o ar deve ser aquecido a uma temperatura que é calculada de acordo com o ritmo de produção que se deseja; tal ritmo controla também a taxa de adição de matérias primas. Uma elevação dessa temperatura gera um desbalanceamento, fazendo com que o material seja reduzido mais rápido, o que produz uma elevação na temperatura do gás gerado, causando sua expansão, o que, por consequência, aumenta a pressão interna do forno, podendo gerar caminhos preferenciais de ar soprado passando direto pela carga ( efeito chaminé ). As válvulas de segurança do topo do forno podem ser abertas neste caso. Por outro lado, caso a temperatura do ar soprado seja fornecida abaixo do valor calculado, irá faltar energia para a combustão dos combustíveis por unidade de tempo, causando assim uma queda do nível térmico do forno, pois não será obtida uma temperatura de chama suficiente para queimar todo o combustível. Esta perda de energia pode culminar na queda da temperatura do gusa, o que se persistir por um tempo muito longo pode causar o esfriamento do forno ( marcha fria ). Igualmente importante é o controle da relação pressão/vazão do ar soprado, que pode levar a efeitos similares aos gerados pela variação da temperatura. Para que seja insuflado dentro do forno, o ar necessita estar com uma pressão superior a do interior do mesmo. Uma pressão muito alta pode causar também o efeito chaminé já explicado. 2.1 Constituição do piloto de regenerador Figura 1 - Regenerador. a) Aquecimento b) Ventilação Dada a importância do controle da vazão e temperatura no processo de produção do ferro gusa, um piloto de regenerador foi utilizado para avaliar diferentes estratégias de controle visando melhorar o desempenho das malhas de controle principalmente durante a troca de regenerador, por ser este um momento que causa distúrbios consideráveis. O diagrama do piloto é mostrado na Figura 2 e na Tabela 1 é listada a nomenclatura utilizada. A medição da vazão mássica ( ) é feita por medidor com efeito de dispersão térmica. A temperatura do ar de saída da planta e dos regeneradores ( e ) é feita através de termorresistências do tipo PT1000. Um ventilador axial é usado para geração do fluxo de ar sendo controlado por um motor CC acionado via PWM. Os dois regeneradores são equipados com resistências elétricas acionadas por meio de tiristores. Válvulas de controle são usadas nas linhas de ar quente (V HS1 e V HS2 ) e frio (V F ) para controlar a mistura de ar que vai para as câmaras de mistura de ar quente (C Q ) e de ar frio (C F ). Para minimizar as perdas térmicas por condução e convecção, tubos de maiores diâmetros, com seus interiores recobertos por tinta refratária, foram usados nas linhas de transporte do ar quente. ω1 M TE HS1 VHS1 CQ TE HS2 VHS2 Figura 2 Diagrama de instrumentação do piloto de regenerador CF VF FT TE 4053

3 Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Tabela 1. Nomenclatura utilizada Válvula da linha de ar do regenerador 1 Válvula da linha de ar do regenerador 2 Válvula da linha de ar frio Regenerador 1 Regenerador 2 Câmara de mistura do ar quente Câmara de mistura do ar quente e ar frio Posição da válvula de ar do regenerador 1 Posição da válvula de ar do regenerador 2 Posição da válvula de ar frio Vazão mássica de ar quente Vazão mássica de ar frio Temperatura do ar do regenerador 1 Temperatura do ar do regenerador 2 Temperatura ambiente Temperatura do ar de saída da planta Vazão mássica do ar de saída da planta (5) sendo o calor específico a pressão constante e a temperatura no interior da câmara. Aplicando-se (5) em (4) e considerando-se as entradas 1 e 2 como entradas de ar frio e quente, respectivamente, a temperatura do fluído de saída será dada por: (6) Considerando que as diferenças entre os calores específicos dentro da faixa de temperatura de trabalho utilizada sejam desprezíveis ( ), a temperatura do fluído de saída (6) pode ser descrita por: (7) 2.2 Modelagem da câmara de mistura de ar O piloto apresenta vários fenômenos físicos em suas diversas partes, em sua maioria processos de troca térmica, e dentre eles o mais importante é o ocorrido na câmara de mistura de ar quente e frio. Esta câmara é responsável por definir a temperatura e a vazão de saída da planta e por isso será estudada em maior detalhe. Não representaremos a variável tempo nas equações para maior simplicidade da notação. Dada uma câmara de mistura com duas entradas e uma saída, a equação do fluxo de energia em estado estacionário é dada por: ( ) (1) onde é a vazão mássica de saída, e, são as vazões mássicas das entradas, e, e são respectivamente as entalpias dos fluídos de saída e das entradas 1 e 2. Considerando-se a conservação de massa através da câmara, tem-se que: transformando assim (1) em: (2) (3) Como a câmara de mistura tem um isolamento térmico adequado, pode ser tratada como adiabática, reduzindo (3) a (4) A variação da entalpia em uma câmara com pressão constante pode ser calculada pela expressão: Definindo-se como a razão entre as vazões de ar quente e a de saída: (8) e considerando-se a conservação das massas na câmara de mistura (2), temos que: (9) Pode-se então, a partir de (8) e (9) reescrever a temperatura de saída em função de : (10) 2.3 Estratégias para o controle das malhas Várias formas e pontos de atuação são possíveis para realização do controle das malhas de vazão e temperatura. Dentre elas, duas diferentes estratégias foram estudadas: a primeira é uma versão mais simples de ser implementada considerando as duas malhas independentes, porém sujeita a desvios maiores devido ao projeto dos controladores desconsiderar a interação entre as malhas. Já a segunda, utiliza um desacoplador para diminuir o efeito da malha de temperatura sobre a vazão e uma expressão para linearizar a ação da válvula fria sobre a temperatura de saída e reduzir o efeito que a velocidade do soprador tem sobre ela. 2.4 Controle da vazão e temperatura sem o controlador desacoplador Consiste na implementação mais simples, e aplicada na indústria, utilizando dois controladores PID independentes para o controle das malhas de vazão e temperatura (Figura 3). O controlador de temperatura atua sobre a posição da válvula de ar frio, e o contro- 4054

4 lador de vazão pode atuar sobre a velocidade do soprador ou sobre a posição da válvula de ar quente. A estabilidade do sistema em malha fechada ocorre devido ao modo cooperativo entre as ações de controle das malhas. Um aumento na vazão de ar frio gera um aumento da vazão de saída o que deve ser corrigido pelo controlador de vazão, o qual diminui a vazão de ar quente, reduzindo assim a temperatura de saída. Essa estratégia não leva em consideração a não linearidade causada pelo uso isolado da posição da válvula de ar frio no controle da temperatura. temperatura de ar quente de 75 regime estacionário., com o sistema em X VF + - C 1 G C 2 G 2 1 G 4 G Figura 4 Variação de e x Entretanto, tal proposta gera um acoplamento entre a malha de temperatura e a malha de vazão, já que alterar mantendo-se constante, causa uma variação na vazão de saída gerada, o que pode ser compensado através do uso de um controlador desacoplador, como apresentado na Figura 5. Figura 3 - Estratégia com controladores independentes + - А C1 G Controle da temperatura por ação da relação entre as válvulas de ar frio e quente Uma possível implementação para (10) é a manipulação da posição da válvula de ar quente segundo, e da posição da válvula de ar frio segundo. Dessa forma, um desacoplamento natural entre as malhas de vazão e temperatura seria gerado, já que, ao se mudar o valor de, alterações de mesma magnitude e diferentes direções seriam promovidas nas posições das válvulas de ar quente e frio, mantendo-se assim a vazão de saída inalterada. De forma similar, ao se alterar a velocidade do soprador teríamos um acréscimo linear em ambas as vazões, o que manteria o valor de e, por consequência, a temperatura de saída inalterados. Porém, é comum que as válvulas responsáveis pelo fluxo de ar quente em plantas reais de regeneradores sejam do tipo onoff, dado o custo de aquisição e manutenção de uma válvula de controle de tal porte, não permitindo assim a realização dessa estratégia de controle sem o investimento financeiro adequado. Para contornar esta restrição, tal válvula é mantida totalmente aberta durante os ciclos de troca, como faria uma válvula do tipo on-off, enquanto a válvula de ar frio é manipulada. Para se obter a relação imposta por mantendose totalmente aberta, considerando que e, tem-se que: (11) Sendo assim, variando-se entre 0,5 e 1,0, seria alterada de acordo com (11), obtendo-se então uma variação linear da temperatura de saída, conforme apresentado na Figura 4. Considera-se para esse exemplo, uma temperatura de ar frio de 25 e uma (1 Α) 1 Α XVF Co1 G3 G C2 + + G2 Figura 5 Estratégia de controle com o controlador desacoplador 3 Aplicação e Resultados Escolhendo-se a segunda estratégia como referência, para possibilitar o projeto dos controladores e e do compensador é necessário identificar as funções de transferência,, e. Para isso, dois tipos de experimentos foram realizados repetidamente, um para a obtenção de e, e outro para a obter-se e. Os parâmetros das FTs foram obtidos por mínimos quadrados usando a ferramenta ident do Matlab. Cada teste foi repetido por três vezes para verificação de sua repetibilidade, consistindo da aplicação de degraus as entradas, fazendo com que as saídas da planta fiquem próximas da região em que devem operar. 3.1 Obtenção das funções de transferência e Nos experimentos para determinação de e, a válvula de ar quente foi mantida aberta a 100% e a resistência de aquecimento do regenerador a 15% de sua potência durante todo o teste. Foram aplicados então três degraus na posição da válvula de ar frio, segundo a relação determinada por (11), enquanto a vazão e temperatura eram registradas a cada 200ms. Como mostrado em (10), a tempe

5 ratura de saída sofre influência tanto de quanto de e. Como tais temperaturas nas aplicações reais sofrem alterações normais durante o processo de trabalho, serão modeladas como um distúrbio de entrada do processo. Portanto, a identificação deste modelo teve como entrada, e como saída. A Figura 6 apresenta as três curvas de temperatura de saída obtidas (linhas sólidas apresentadas em o C) e as variações impostas a (linha tracejada). A Figura 7 apresenta os dados relativos a vazão mássica da saída (linhas sólidas apresentadas em SLPM),, e da posição da válvula fria, (apresentada em %), obtida através da aplicação dos valores de em (11) de acordo com o diagrama apresentado na Figura 5. A Tabela 2 apresenta a média e o desvio padrão dos diversos parâmetros obtidos para os modelos de e, e as Figuras 8 e 9 mostram a adequação dos modelos encontrados (linha sólida) aos dados coletados (linhas pontilhadas). Tabela 2 - Parâmetros obtidos para as funções de transferência e FT Constante de tempo Ganho Desvio Desvio Média Média padrão padrão 61,6 6,6 15,5 1,8 0,26 0,009 0,15 0,07 Figura 8 - Teste do modelo resultante de Figura 6 - Obtenção de - Figura 9 - Teste do modelo resultante de Figura 7 - Obtenção de A partir dos dados coletados três modelos de primeira ordem foram encontrados para e outros três para. Para a utilização no projeto dos controladores e simulação, foi considerado o modelo resultante da média dos parâmetros obtidos nos três ensaios, gerando as seguintes funções de transferência: 3.2 Obtenção das funções de transferência e De forma análoga à obtenção dos modelos anteriores, o modelo foi obtido. Três experimentos foram feitos aplicando-se três degraus cada na velocidade do soprador. Os resultados são apresentados na Figura 10: as linhas sólidas correspondem à vazão mássica de saída medida em SLPM, e a curva tracejada apresenta a velocidade do soprador, em percentual de sua velocidade máxima. 4056

6 Os dados do experimento são mostrados na Figura 12. Os ganhos de e de demonstram o efeito desprezível de como esperado, quando compara-se o ganho destas FTs com o ganho de. Portanto, nenhum compensador de desacoplamento é projetado de para. Figura 10 Experimentos para obtenção de A partir dos dados coletados três modelos de primeira ordem foram obtidos da mesma forma como foi conduzido para as funções de transferência anteriores. A média dos parâmetros dos modelos obtidos foi calculada e a função de transferência resultante encontrada é: A Tabela 3 apresenta a média e o desvio padrão dos três modelos obtidos para. A Figura 11 mostra uma comparação entre os dados coletados e o modelo resultante. Tabela 3 - Parâmetros obtidos da função de transferência Constante de tempo Ganho FT Desvio Desvio Média Média padrão padrão 1,01 0,08 0,57 0,11 Figura 11 Teste do modelo obtido de Para verificar a influência de e de na temperatura de saída da planta, foram aplicados degraus a esta variável e medido seu efeito e de sobre, resultando em Figura 12 Experimentos para obtenção de 3.3 Projeto do controlador desacoplador Dado o acoplamento significativo entre o sinal de controle da malha de temperatura e a vazão, um compensador dinâmico foi calculado (Seborg et al.,2004) para diminuir o efeito devido a : 3.4 Projeto dos controladores Como todos os modelos encontrados foram de primeira ordem, controladores do tipo P+I foram projetados para que as funções de transferência de malha fechada se comportassem como processos de segunda ordem. Como critério para o projeto do controlador foram definidos um fator de amortecimento unitário, evitando-se assim ultrapassagem, e, constantes de tempo, em malha fechada, de 10s e 2s para as malhas de temperatura e vazão, respectivamente. A escolha dos valores foi feita de modo a diminuir a constante de tempo resultante da malha de temperatura, para obtenção de uma resposta mais rápida, e manter a constante de tempo da malha de vazão, visto tal malha já apresentar uma constante de tempo relativamente pequena (Seborg et al.,2004). Os compensadores obtidos foram: 3.5 Teste das estratégias de controle Na Figura 13 é mostrado o diagrama que representa o sistema modelado e a segunda estratégia de controle com os controladores e compensadores projetados. A função de transferência foi suprimida por ser 4057

7 considerada desprezível. Este diagrama é apenas ilustrativo e não é usado para simulação, uma vez que as estratégias de controle são aplicadas diretamente na planta piloto, o que permite a realização de qualquer teste, com resultados mais representativos do se fossem utilizados os modelos. Figura 15 - Resposta da planta em operação contínua sem o controlador desacoplador Figura 13 Diagrama de malha fechada Para testar o desempenho da planta com os controladores e compensador projetados, os controladores foram implementados em computador pessoal, auxiliado por uma placa de interface / condicionamento de sinais, projetada especificamente para o piloto, com tempos de amostragem de 100 milissegundos, colocando os regeneradores em operação contínua, funcionando da seguinte forma: 1. HS1 aquecendo por 120 segundos; 2. HS1 soprando e HS2 aquecendo por 120 segundos; 3. HS1 e HS2 soprando juntos por 10 segundos; 4. HS2 soprando e HS1 aquecendo por 120 segundos; 5. HS1 e HS2 soprando juntos por 10 segundos; 6. Repete a partir de 2. O resultado aplicado ao piloto em operação contínua segundo as duas estratégias é mostrado nas Figuras 14 e 15. As medições são mostradas sem filtragem. As referências da temperatura, 50 C, e de vazão, 40 SLPM, são apresentadas de forma tracejada. É mostrado o período que compreende uma troca completa. A troca de regenerador acontece no intervalo entre 50 e 60 segundos. A comparação entre o desempenho das duas estratégias é apresentada na Tabela 4. Figura 14 Resposta da planta em operação contínua com um controlador desacoplador Tabela 4 - Comparação dos resultados Malha de vazão Malha de temperatura [SLPM] [ C] Estratégia Ultrapassagesagem Ultrapas- IAE IAE PI + desacoplador 81,6 6,6 18,5 1,2 PI 110,5 17,0 73,1 3,9 Considerando que ambas estratégias utilizam os mesmos equipamentos, fica claro como o uso do controlador desacoplador projetado através dos modelos levantados e, a escolha das variáveis manipuladas feita de forma a minimizar um acoplamento adicional e não linearidades, contribuiu para a melhoria de desempenho das malhas. A ultrapassagem máxima foi reduzida na malha de vazão de 43 para 17% e na malha de temperatura de 8 para 2%, enquanto o IAE foi reduzido em 26% para a malha de vazão e 75% para a malha de temperatura. Essa nova estratégia permite melhorar o desempenho nas trocas de regeneradores, bem como reduzir o consumo de energia e a probabilidade de acidentes operacionais, mantendo a vazão de ar quente e a temperatura nos valores desejados. Embora este estratégia seja mais complexa por requerer a identificação de uma FT adicional e a relação entre temperatura e posição das válvulas de ar quente e ar frio, a complexidade não ocorre na implementação, dado o uso de funções comuns em sistemas de controle de altos-fornos. 4 Conclusão O problema de controle e temperatura de vazão de ar quente produzido por regeneradores de altoforno foi aqui considerado. Os modelos de vazão e temperatura com os respectivos acoplamentos foram identificados a partir de respostas ao degrau. Usando uma nova estratégia de controle, com variáveis manipuladas escolhidas para reduzir o acoplamento e, levando em consideração as limitações da planta real, dois controladores PI e um controlador desacoplador foram projetados e asseguraram o seguimento de referências de temperatura e vazão. O método proposto foi comparado com a estratégia usual de usar controladores independentes, e o desempenho durante a troca de regeneradores mostrou melhorias significativas. A implementação de ambos métodos pode ser feita em sistemas de 4058

8 controle usuais, não requerendo funções especiais. Técnicas mais sofisticadas podem ser futuramente testadas, verificando se o desempenho obtido aumenta a ponto de justificar sua implantação. Referências Bibliográficas stove in IEEE Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, Niagara Falls, Canada. Zhang, Fu-ming et al. (2012). Dome combustion hot blast stove for huge blast furnace in Journal of iron and steel research. Choi, W; Yoo, W and Won, S (2006). Development of automatic temperature control system in blast furnace, SICE-ICASE Int. Joint Conference, pp , Busa-Korea. Dalmaso, R.; Munaro, C.J., Instrumentação, Modelagem e Controle de Vazão e Temperatura de um Piloto de Regenerador de Alto-Forno. In: Conferência Brasileira de Dinâmica, Controle e Aplicações, 2013, Fortaleza. Anais do DINCON, Flen, Tomás Andrés M. et al. (2011). Modelization and identification of the hot blast stove s heating cycle in 9 th IEEE International Conference on Control and Automation, Santiago, Chile. Jinsheng, S and Haigang, F (2008). Implementation of CBR strategy for combustion control of blast furnace stoves, pp , Chinese Control and Decision Conference, Shandong-China. Jinsheng, Sun, Peichang, Wang. And Jianhua, Wu. Case-based expert controller for combustion control of blast furnace stoves in IEEE International Conference on Control and Automation, Ghuagzhou, China, Munaro, C. J e Paes, A. A (2011). Construção, modelagem e controle de um piloto de regenerador de alto-forno, DINCON 2011, Águas de Lindóia, SP. Munaro, C. J; Souza, T. A; Paes, A. A e Mattedi, A (2012). Implementação de Controle de Temperatura e Pressão para um Piloto de Regeneradores de Alto-Forno, In: INDUSCON 2012, Fortaleza - CE. Muske, K.R., Howse, J.W., Hansen, G. A., Cagliostro, D.J. (2000a) Model-based control of a thermal regenerator. Part 2: control and estimation. Muske, K.R., Howse, J.W., Hansen, G. A., Cagliostro, D.J. (2000b) Model-based control of thermal regenerator. Part 1: dynamic model. Computers and Chem. Engineering.V. 24, Nieckele, Angela Ourivio et al. (2006). Análise de transientes em linhas para alto-forno in Procedings of the 11th Brazilian Congresso of Thermal Sciences and Engineering, Curitiba, Brazil. Raul, Pramod R et al. (2013). Comparison of modelbased and conventional controllers on a pilotscale heat exchanger in ISA Transactions 52, pp Seborg, D.E.;Edgar, T.F. and Mellicamp, D.A.. Process Dynamics and Control, 2ª ed. John Willey & Sons, Inc, 2004 Zhang, Yongheng et al. (2008). Model predictive control via system identification for a hot blast 4059