JP2020143344A

JP2020143344A - 鋼線の加熱冷却用流動床炉

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Publication number: JP2020143344A
Application number: JP2019041137A
Authority: JP
Inventors: 山田　勝彦; Katsuhiko Yamada; 勝彦山田
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 2019-03-07
Filing date: 2019-03-07
Publication date: 2020-09-10

Abstract

【課題】鋼線の加熱冷却に使用される流動床炉の伝熱性能を強化する。【解決手段】被加熱物（被冷却物）に対する対流伝熱性能（流体と被加熱物間の熱伝達率α）は流体の流動条件（Ｒｅ数）と流体の物性値に依存すると言う理論を、疑似流体である流動床においても適用可能との仮説に基づいて実験により検証した。流動床を構成する粒体の材質変更、気体の成分変更により、具体的には粒体の熱伝導率λpを現行ジルコンサンドの約１０倍以上とすることにより、熱伝達率αは約２倍が得られる。適切な物質として鉄球・炭化物・窒化物等が特定される。【選択図】図４

Description

本発明は直進する鋼線を急速に加熱又は冷却する際に用いられる流動床炉に関している。

鋼線を熱処理する際、しばしば急速加熱や急速冷却が適用される。種々の方法があるが、鉛浴炉や流動床炉も古くから多用されている。
鉛浴炉は外部に加熱装置を保有した単純な槽である。流動床炉は加熱装置又は冷却装置を保有した炉内の炉床に砂（粒径が約０．１ｍｍのジルコンサンド又はアルミナ粒）を厚く堆積させ、床から通気・送風して砂層を流動化させたものである。
これらの炉では熱媒体と鋼線との間の伝熱は主に熱媒体を流体と見なして対流伝熱として解析されている。従って処理される鋼線の加熱又は冷却の速度は線径Ｄに反比例し、熱伝達率αに比例する。
ちなみに鉛浴炉ではαは線径（１５〜２ｍｍφ）に対応して２０００〜４０００
(W/m2K)、流動床炉では６００〜１４００(W/m2K)である。
熱伝達率αが大きいほど生産能率や設備スペースに有利であり、冶金的効果の誘発や性能向上にも都合が良い。

例えば、ピアノ線を製造する場合、パテンティングと称される鉛浴焼入（約５００℃）した高炭素鋼線を伸線して加工硬化を付加し、所定の機械的性質を得ている。
鉛浴焼入は恒温変態を得る簡易方法であるが、実際には線径が大きいほど上述のように冷却速度が低下すること、線径が大きいほど熱伝達率αが低下すること、の二点により冷却能が低下し、恒温変態から乖離していて、最良の金属組織を得ているわけではない。

太径線に対して、鉛浴における熱伝達率αを大きくする試みは昔からよくなされている。それには鉛浴を強力に攪拌すればよい。問題は鉛浴の酸化が進み、金属ドロスの発生が増加し、作業上の問題が大きい。通常は自然対流に任せている。

流動床炉は鉛浴のように重金属汚染が無いので鉛浴から移行しつつあるが、熱伝達率αは鉛浴よりも低位であって、細径線のパテンティングには適用できても太径線には適用できないと言う問題がある。当該方法の熱伝達率αの強化策が期待される。

特許文献１には、流動床炉によりパテンティングをより恒温変態に接近させる方法の開示がある。それによると、流動床を常温に設定することにより鉛浴よりも大きな冷却能を確保して所定温度に急冷し、変態途中は間欠冷却によって恒温変態に誘導する。
恒温変態による品質の向上、鉛浴からの代替による重金属汚染問題の解決、コストの低減等が得られると記載されている。

問題点として正確な冷却制御、特に正確なタイミングが不可欠であってこれがかなり煩雑である。冷却能が大きい分、初段冷却のタイミングがずれると所望の恒温変態から乖離するからである。
加熱冷却能の強化を熱伝達率αの強化ではなく、被処理材と熱媒体との温度差の拡大に依存する場合、常に制御精度が問題となる。

特許文献２には、特異な流動床であって、従来の送風式流動床と同様の熱伝達率が得られることが開示されている。それによると両端に流出防止機構を設けた鋼管内に流動砂を充填し、該鋼管を水平に自軸回りに転動させて砂を旋回流動させ、該鋼管を外部から加熱又は冷却し、鋼線を該流動化砂中を通過させて加熱又は冷却する。
以後、区別するため当該方法を転動式流動床、前記の流動方法を送風式流動床と称する。
転動式流動床では送風式流動床と同等の熱伝達率が得られること、回転数が増加すると熱伝達率αが増加すると記載されている。
回転数をさらに増加させると鉛浴に接近することができるかについては何ら記述は無い。

特許文献３には、流動床炉による加熱に際して、省エネルギー策として自動車用ターボチャージャーを流用して熱排ガスを送風用に循環させることが開示されている。流動床炉の性能向上に大いに参考になる技術である。

特許第３９１４９５３特許第４２９３４７３特許第５５８０４６６

吉田正彦、実用熱工学、栗田出版社、ｐ．８９８吉田正彦、実用熱工学、栗田出版社、ｐ．１１１１

重金属汚染の問題がある鉛浴炉を廃止することを目的に、流動床炉の加熱冷却能即ち熱伝達率を現行よりも向上させること、望ましくは鉛浴炉と同等以上にすることを解決すべき課題とする。

上記課題の解決のため、流動床に関する既存理論を整理し、各種操業データ、各種実験データを加味して理論の改良を進め、以下の発明をなした。

第１の発明は、鋼線を直進通過させて加熱又は冷却する流動床炉であって、流動床を構成する砂状粒体の熱伝導率が１５Ｗ／ｍＫ以上であることを特徴とする流動床炉である。

第２の発明は、下記５条件、
１）粒体の材質が、ステンレス鋼・耐熱鋼・鋳鉄・低炭素鋼・炭化珪素・窒化珪素・銅・ニッケルのどれか１種であること、
２）粒径が０．０５ｍｍ以上０．２ｍｍ以下であること、
３）流動又は雰囲気制御のため炉内に供給される気体の種類が、空気・燃焼ガス・窒素・アンモニア・メタン・水素のどれか１種であること、
４）加熱に際して耐熱送風機又は自動車用ターボチャージャーのどちらかを使用して熱排ガスの一部を流動用送風へと循環させること、
５）冷却に際して流動床内に水冷管を設けること、
のどれか一つ以上を組み込んだことを特徴とする第１発明に記載した流動床炉である。

ここで述語の定義として、
『流動床』とは、通常の送風式流動床だけでなく、特許文献２に記された転動式流動床（図２）を含む。
『粒体』とは、砂状物体である。

本発明によると、流動床炉の伝熱性能が向上し、場合により鉛浴炉と代替させることができて鉛による重金属汚染の問題を軽減ないし解決することができる。
本発明を冷却に適用する場合、従来の流動床炉を超える恒温性変態を誘導することができる。即ちパテンティングの品質が向上する。
加熱に際して、鉛浴の場合、８００℃以上ではＰｂの酸化・蒸発・ドロス形成等問題が増加して実用できていないが、本発明では適用される粒体の物質は非化学反応性であって高温域まで安定して使用することができる。
加熱に際して、熱排ガスが送風用に回帰する機構が組み込まれているので省エネルギー効果が得られる。

本発明を鋼線のパテンティングに適用した流動床炉の概略説明図である。本発明を鋼線の焼入に適用した転動式流動床炉の概略説明図である。本発明を鋼線の加熱に適用した流動床炉の概略説明図である。線径１２．５ｍｍにおける熱伝達率αと粒径との関係の実測値・計算値を示す。

図１は本発明が適用された鋼線のパテンティング用の送風式流動床炉であって、その構造は、炉体２と粒体層が通気によって流動化した流動床３と送風室５から該流動床３に送風する通気板４と該流動床３を所定温度に維持する水冷装置６と該流動床３を稼働初期において加熱するバーナー７と該流動床３から漏出する粒体を回収するダム８とから成る。
約９００℃の加熱された鋼線１は約５００℃に維持された流動床２内を直進通過して急冷され、約５５０℃の疑似恒温変態（通称パテンティング）に誘導される。

上記の設備構造と作業方法は通常の流動床炉と全く同一であり、また鉛浴炉とも類似している。本発明では流動床３を構成する粒体の材質が異なる。従来はジルコン砂
(ZrO・SiO2)又はアルミナ砂(Al2O3)であるが、本発明ではそれぞれ球状・粒状の鋳鉄・ステンレス鋼・耐熱鋼・低炭素鋼・炭化珪素(SiC)・窒化珪素(Si3N4)・銅(Cu)・ニッケル(Ni) 等のどれか１種が使用される。

図２は本発明が適用された鋼線２１の焼入用の転動式流動床炉であって引用文献２の方法と同一である。その構造は、鋼管製の転動管２２と該転動管２２を上置して水平軸回りに自転させる双子ローラー２３と該転動管２２を冷却するスプレイ２５と転動により駆動された流動粒体から成る流動床２０とから成る。
該転動管２２の両端には粒体の漏出を防止するタービン状のガイド２４が管の前後で逆向きに設けられていて、流出しようとする粒体が正転時には押し戻されて漏出防止、逆転時には放出がなされる。回転数の増加につれ熱伝達率αが増加することが開示されている。
約９００℃に加熱された鋼線２１は１００℃以下に維持された流動床内を通過して焼入される。本発明においても使用される粒体の材質は上記と同等である。

図３は本発明が適用された鋼線３１の加熱用の送風式流動床炉である。その構造は、主に炉体３２と粒体層が通気によって流動化した流動床３３と送風室３７から該流動床３３に送風する通気板と該流動床３３を所定温度に加熱・維持するバーナー３４と排気管３５から熱排ガスの一部を吸引して加圧し、送風室３７に供給する耐熱送風機３６とから成る。
常温の鋼線３１は約９００℃に維持された流動床３３内を通過して加熱される。加熱において主たる問題は送風による冷却に起因して、エネルギー効率は極めて低いことである。熱排ガスを循環させることにより省エネルギーが得られる。先行例にあるように耐熱送風機や自動車用ターボチャージャーが効果的に適用することができる。
本発明においても使用される粒体の材質は上記と同等である。

従来方法と本発明の本質的な差異は粒体自体の熱伝導率λpだけである。新材質の熱伝導率の値はいずれも従来材質（ジルコンサンド）の約１０倍以上である。
図１と図２において流動化の方法は異なるが、本願発明において解決すべき課題とした流動床の伝熱性能の向上は、使用される粒体の熱伝導率λpの増大により流体の熱伝導率λが増強され、流体である流動床の熱伝達率αが増強されることにより達成される。
粒体の熱伝導率λp（注；流動床の熱伝導率λではない）が増大すると流動床の熱伝達率αが向上すると言う先行研究事例は見当たらないが、そうなるはずだと合理的に推測することができる。予備的な実験によりこれを実証することができた。以下上記仮説について説明する。

非特許文献１には円柱物体に対する対流伝熱の解析が記述されている。
無次元数であるヌセルト数Ｎｕ・レイノルズ数Ｒｅ・プラントル数Ｐｒの定義から、
α＝Ｎｕ・λ／Ｄ −−−−−（１）
Ｒｅ＝Ｖ・Ｄ・ρ／μ −−−−−（２）
Ｐｒ＝ｃ・μ／λ −−−−−（３）
ヌセルト数・レイノルズ数・プラントル数の関係を表すZukauskas の式から
Ｎｕ＝0.75Ｒｅ0.4・Ｐｒ0.37（Ｐｒ／Ｐｒｗ）0.25 −−−（４）
上記４式から熱伝達率αを誘導することができる。
α∝Ｖ0.4・Ｄ-0.6・ｃ0.37・ρ0.4・λ0.6・μ-0.03 −−（５）
ここで、Ｄ；線径、Ｖ；流速、ρ；密度、μ；粘性係数、ｃ；比熱、λ；流体の熱伝導率
熱伝達率αは（５）式から流体の熱伝導率λの０．６乗に比例することが解る。

流動床は粒体と気体との混合物であって厳密には均一流体ではないが概ね流体と見なすことができる。該流体の物性値と流動条件（Ｒｅ数）が解れば熱伝達率αは明らかになる。
問題は粒体の熱伝導率λpの増大が流動床の熱伝導率λの増加に作用するかどうかである。流動床自体の熱伝導率λは伝熱資料に見当たらない。実測は可能だが概算はそれほど困難ではない。

流動床の熱伝導率λを概算する。空気とジルコンサンドの混合状態が、
１）気体中に粒体が互いに分離して均一分布すると仮定した場合；
固体熱伝導率λpは気体の約３０倍以上であるから固体中の伝熱抵抗は無視され、混合体の熱伝導率λは気体熱伝導率λaを気体膜厚比（≒０．１５、実測から）で除した値になる。
λ≒λa／０．１５≒７λa −−−−−（６）
２）一体化した固体中に気泡が均等分散分布すると仮定した場合；
混合体の熱伝導率λは固体熱伝導率λpと気泡率（≒０．５、実測から）の積になる。
λ≒０．５λp
λp≒３０λa
∴ λ≒１５λa −−−−−（７）
実態は両状態の中間にあると推測されるので対数平均値を採ると、
λ≒（１５−７）／ｌｎ（１５／７）×λa≒１０λa （８）
式から流動床の熱伝導率λは気体熱伝導率λaの約１０倍と推測される。

固体熱伝導率λpがジルコンサンドの１０倍になった場合の混合体（流動床）の熱伝導率λは、
λ≒（１５×１０−７）／ｌｎ（１５×１０／７）×λa≒４７λa
−−−−−（９）
熱伝導率の増加比ｒは
ｒ＝４７／１０＝４．７ −−−−−（１０）
熱伝達率αの増加比ｓは以下となる。
ｓ＝４．７0.7＝２．５ −−−−−（１１）
即ち、粒体の熱伝導率λpを従来の約１０倍に増強すると流動床の熱伝導率λは約７倍に、熱伝達率αは約２倍強に増加すると推測される。

上記の仮説・結論を部分的実験と理論によって検証する。まず実験においてジルコンサンドと同一粒径の鉄球が得られず、粒径補正の計算方法を示す。
非特許文献２には、流動床における粒径と管壁間との熱伝達率の関係式が示されている。
管壁を鋼線と見なして、
Ｎｕ＝α・ｄp／λf＝２．３Ｒｅp0.3 （4・2・15）
Ｎｕ;ヌセルト数 α；熱伝達率ｄp；粒径 λf；気体熱伝導率
Ｒｅ；レイノズル数（＝粒径ｄp×流速ｕ／気体動粘性率ν）
上記式から鋼線の加熱冷却における熱伝達率αは粒径ｄpと以下の式に関係づけられる。
α∝ｄp(0.3-1.0) −−−−−（１２）
即ち、熱伝達率αは粒径の０．７乗に反比例する。

図４は回転数が中程度の転動式流動床において熱伝達率αと粒径との関係を調査実験した結果を示す。図中のデータの説明枠において、Ｚｒは粒体を通常のジルコン砂とした場合である。
実測したα値を基に伝熱理論式（１２）を適用して粒径ｄpとα値との関係を図示した。粒体が鉄球の場合、１粒径（０．９ｍｍ径）のα実測値から他の粒径（０．３ｍｍ径）のα値を計算した値は後者の実測値とほぼ一致した。逆に後者の実測値から前者の値を計算した値は同様に実測値とほぼ一致した。
ここから本計算式は実用に耐えると言うことと２つの実測値の範囲外にもある程度外挿性があると言える。

ジルコンサンドの場合、粒径は１種（０．１ｍｍ径）だけが実測されたが、計算式から約１ｍｍ径まで推測することができる。
熱伝達率αについてジルコンサンドと鉄球を比較すると明らかに鉄球の方がα値が大きくなることを示している。
鉄球０．１ｍｍ径においては２倍弱になる。増加比は計算値（１１）式ほどではないが、粒体の熱伝導率の強化が最大要因と考えられる。

以上から流動床の伝熱性能の強化策として粒体の熱伝導率が常用のジルコンサンドの１０倍以上を目安として、１５Ｗ／ｍＫ以上と特定した。
ジルコンやアルミナの高純度単結晶の熱伝導率はかなり大きいが、常用されているジルコンサンドや耐火物用アルミナでは熱伝導率の値は産地や純度によりかなりバラツキがあり、１．０〜２．０（Ｗ／ｍＫ）の範囲にあるので平均１．５と見なした。
流動床に使用可能な熱伝導率が相対的に大きい物質として、鋳鉄・ステンレス鋼・耐熱鋼・球状鉄粉・炭化珪素（SiC）・窒化珪素（Si3N4）・銅（Cu）・ニッケル（Ni）その他が挙げられるが、以上は比較的安価で入手し易いことから本発明において特定した。

粒径は、通常０．１〜０．２ｍｍ径が使用されている。上記結果から小さいほど伝熱能は向上するが、飛散の問題がある。粒体の密度が大きい（例；鉄球）と飛散問題は軽減し従来よりも細粒が使用可能になる。従って、粒径として０．０５ｍｍ以上、０．２ｍｍ以下と特定した。

送風又は雰囲気制御として使用される気体には、空気・燃焼ガス・窒素・アンモニア・メタン・水素等が挙げられる。
流動床の熱伝導率λは気体の熱伝導率λaに比例的に関係するので、水素ガスを使用すると熱伝導率λaは空気の約７倍に増加し、伝熱性能の強化が期待される。
窒素・アルゴン・アンモニア・メタン等の非酸化性ガスを使用すると鋼線の酸化・脱炭を抑制することができる。鋼球の耐久性にも好都合である。
これら特殊なガスは高価故に送風式流動床ではコスト問題が生ずるが、転動式流動床なら使用量が極めて少なく問題なく使用することができる。

本発明の流動床炉に使用可能な粒体の物質の物性値を現行と比較して表１に示す。

表においてジルコンサンドやアルミナ粒の熱伝導率λの値は純度により大きく異なるが常用はそれぞれ約１．５Ｗ／ｍＫである。
表から、適用可能物質の熱伝導率はいずれも常用のジルコンサンドと比較して１０倍以上である。密度の大きい粒体を使用すると従来よりも微細化効果又は流動化風速の増加効果のどちらかが得られ、さらに熱伝達率の向上が期待される。

本発明の流動床炉は伝熱性能が大きく、既存の流動床炉から容易に転換可能である。

１；鋼線２；炉体３；流動床４；通気板５：送風室６；水冷装置７；バーナー８；ダム２０；転動流動床２１；鋼線２２；転動管２３；双子ローラー２４；ガイド２５；スプレイ装置３１；鋼線３２；炉体３３；流動床３４；バーナー３５；排気管３６；耐熱送風機
３７；送風室

Claims

鋼線を直進通過させて加熱又は冷却する流動床炉であって、流動床を構成する砂状粒体の熱伝導率が１５Ｗ／ｍＫ以上であることを特徴とする流動床炉。
下記５条件、
１）粒体の材質が、ステンレス鋼・耐熱鋼・鋳鉄・低炭素鋼・炭化珪素・窒化珪素・銅・ニッケルのどれか１種であること、
２）粒径が０．０５ｍｍ以上０．２ｍｍ以下であること、
３）流動又は雰囲気制御のため炉内に供給される気体の種類が、空気・燃焼ガス・窒素・アンモニア・メタン・水素のどれか１種であること、
４）加熱に際して耐熱送風機又は自動車用ターボチャージャーのどちらかを使用して熱排ガスの一部を流動用送風へと循環させること、
５）冷却に際して流動床内に水冷管を設けること、
のどれか一つ以上を組み込んだことを特徴とする第１発明に記載した流動床炉。