<Desc/Clms Page number 1>
WERVELBED VOOR HET AFSCHRIKKEN VAN STAALDRAAD
De uitvinding heeft betrekking op een wervelbed, geschikt voor het in continu afschrikken van staaldraden tot een temperatuur van ten laagste 250. C. Zoals bekend bevat een wervelbed een recipiënt dat tot een bepaalde hoogte gevuld is met korrels tot vorming van een wervelbed. De korrels zijn inert tot hoge temperaturen van 1500. C en meer. Onderaan het korrelbed is een inlaat voor draaggas voorzien voor het naar boven inblazen van het draaggas, met een debiet dat zo gelijkmatig mogelijk verdeeld is over de bodemoppervlakte van het bed. Tussen een minimum en maximum snelheid van inblazen gaan. de korrels op en neer wervelen en zwelt het bed op zodat het zich gedraagt als een koelfluidum waar de draden ongehinderd door kunnen lopen.
Typische korrelmaterialen zijn silica-, aluminia- of zirconiazand, silicon carbide of ferrosilicon, typische korrelgrootten liggen tussen 0, 03 en 0, 5 millimeter en typische wervelbedhoogten voor draadtoepassingen liggen rond 0, 3-0, 6 meter. De inblaassnelheid voor fluidisatie hangt af van het gekozen korreltype, en typische snelheden liggen tussen 0, 06 en 0, 15 m/sec. Aldus krijgt het koelmedium een warmte-overdrachtscoêfficiênt naar de draden toe van de orde van 200 tot 600 W/m'K, die reeds die van de koelvloeistoffen benadert. Met dergelijk koelfluidum is dan mogelijk om staaldraden af te schrikken, dit wil zeggen : af te koelen met een snelheid van meer dan 200. C per seconde.
Teneinde geschikt te zijn voor het behandelen van staaldraden is het wervelbed verder voorz ? eH QaQ ! QeOn dige draadgeleidingsmiddelen en toegangen om het draad in en uit het wervelbed te leiden. In het algemeen zal het wervelbed ingericht zijn om een aantal draden (typische aantallen zijn 10 tot 50) terzelfdertijd in continu te behandelen, waarbij de draden in parallel zij aan zij naast elkaar doorheen het
<Desc/Clms Page number 2>
wervelbed lopen in de asrichting der draden. Typische draaddikten variëren van 1 tot 6 millimeter, en typische koolstofgehalten liggen in he! gebied van 0, 05 tot 1 %.
Zulk wervelbed moet zijn afschriktemperatuur kunnen behouden. Dit wil zeggen dat de hoeveelheid warmte die via de warme draden in het bed binnentreedt en aan het koelfluidum wordt afgegeven, ook even vlug uit het koelfluidum moet worden afgevoerd. In een wervelbed gebeurt dit door het draaggas dat op een relatief koude temperatuur wordt ingeblazen, dat de warmte van de korrels overneemt, en dat bovenaan het bed verlaat op een hogere temperatuur. De temperatuur van het wervelbed wordt konstant gehouden (niettegenstaande storingen in de doorloopsnelheid en intredetemperatuur der draden en andere storingen) door middel van een temperatuurregelaar die inwerkt op de ingangstemperatuur van het draaggas, door middel van een regelbare verwarmer, zoals beschreven in EP 195. 473 (publikatienummer).
Ook is bekend uit hetzelfde dokument, van het wervelbed additioneel af te koelen door een secundair systeem van waterkoelbuizen die in het wervelbed gedompeld zijn of van blazers die koellucht blazen boven het wervelbed.
Zulk wervelbed is echter beperkt in produktiecapaciteit (kg behandeld draad per seconde) per vierkante meter bedoppervlakte, zodat voor grote produktie ook een relatief groot wervelbed nodig is. De primaire koeling door het draaggas is immers beperkt doordat de snelheid van het draaggas door het bed niet kan opgevoerd worden tot waarden boven 0. 15 à 0. 20 m/sec omdat de korrels uit het bed zouden weggeblazen worden. Aldus heeft het debiet per vierkante meter oppervlakte (is gelijk aan de snelheid) een limiet, en heeft het maximaal mogelijk verschil tusssen
<Desc/Clms Page number 3>
ingangs- en uitgangstemperatuur van het draaggas ook een limiet die hoofdzakelijk bepaald wordt door de opgelegde afschriktemperatuur.
Ook de secundaire koeling moet beperkt worden omdat de waterbuizen de fluidisatie verstoren, en als er te veel zijn, het wervelbed te vlug blijkt te verstoppen en ineen te vallen. Bij. gebruik van luchtblaaskoeling boven het bed is de warmte-afvoermogelijkheid van de lucht te klein, en als men die inmengt met een waternevel, dan blijkt deze nevel het bovenoppervlak van het bed te doen samenkoeken.
Bij het verhogen van de produktiecapaciteit per vierkante meter bedoppervlakte stelt zich bovendien een tweede probleem : dat van de regelbaarheid van de wervelbedtemperatuur. Door het feit dat een grotere hoeveelheid staal moet behandeld worden in een kleiner bed, moeten grotere onregelmatigheden in toevoer en afvoer van warmte opgevangen worden door een kleiner volume, zodat er ook grotere temperatuursschommelingen zijn die door een krachtiger en sneller reagerend regelsysteem zullen moeten kunnen opgevangen worden.
De uitvinding heeft als doel met eenvoudige middelen een wervelbed met verhoogde produktiecapaciteit per vierkante meter te verschaffen en met een efficiënte temperatuurregeling.
Volgens de uitvinding worden drie maatregelen met elkaar gekombineerd : het gevoelig verhogen van de densiteit van het buizensysteem (indirecte convectiekoeling), het gebruik van het buizensysteem met lucht in plaats van met water, en het verplaatsen van de temperatuurregeling van het primair koelcircuit naar het secundair koelcircuit.
<Desc/Clms Page number 4>
Er werd immers gevonden dat het verstoppen en ineenvallen van het wervelbed door aanwezigheid van te veel waterkoelbuizen veroorzaakt wordt doordat de residuele vochtigheid van het draaggas zich condenseert tegen de koelbuizen, waardoor er een koekvorming rond de buizen ontstaat die de buizen een grotere schijnbare diameter geeft waardoor het wervelbed verstoord wordt. Hieruit blijkt dat het wel mogelijk is om de densiteit van het koelbuizensysteem sterk te verhogen, als men er maar voor zorgt dat dergelijke condensatie vermeden wordt.
Een mogelijke maatregel is het gebruik van een zeer droog draaggas, maar dan vereist dit een speciale voorbereiding van het gas of wordt men beperkt in de keuze van het draaggas, dat bijvoorbeeld kan bestaan uit rookgassen van een verbrandingsoven met een grote inherente vochtigheid, en het is vaak niet gewenst dat men beperkt wordt in de keuze van het draaggas.
Het is nu een eerste maatregel volgens de uitvinding, van de buizendensiteit gevoelig te verhogen, maar dan geen koelwater door de buizen te sturen, maar omgevingslucht die via een ventilator wordt aangezogen, hoewel lucht een kleiner koelvermogen heeft dan water. Door het feit echter dat de buizen doorlopen worden door lucht, en niet door water, komt de buitenoppervlakté van de buizen niet meer te staan op de temperatuur van het koelwater (onder de 100'C en dus condensatie), maar op een tussentemperatuur tussen die van de koellucht (t 400C bij uitgang van de aanzuigventilator) en die van het wervelbed (2000e of meer).
Aldus is er geen condensatie meer van enige residuele vochtigheid, en kan men overgaan naar een buizensysteem van veel groter densiteit en die men nu kan laten doorlopen door een zeer hoog debiet goedkope omgevingslucht, waardoor het lager koelvermogen van lucht ruimschoots gecompenseerd wordt.
<Desc/Clms Page number 5>
Aldus is de densiteit van het buizensysteem minstens zodanig, dat de buitenoppervlakte langswaar de convectiekoeling met het wervelbed plaats grijpt, minstens 0, 40 m2 per vierkante meter wervelbed bedraagt, en liefst minstens 0, 80 m2. En de bedoeling is, dat bij gebruik een nominaal luchtdebiet doorgestuurd wordt waarbij de koelcapaciteit (KW/m2 bedoppervlakte) van de convectiekoeler minstens het dubbele bedraagt, en minstens vier maal, van de koelcapaciteit van de primaire koeling van het draaggas. Het secundaire koelsysteem moet niet noodzakelijk de vorm hebben van een aantal buizen, maar kan ook andere vormen aannemen, inzover het systeem gebaseerd is op indirecte convectiekoeling, d. w. z. koeling doorheen een scheidingswand via convectie langs weerszijden van de scheidingswand.
Volgens de uitvinding wordt verder, als tweede maatregel in combinatie met de maatregel hierboven, de temperatuurregeling van het wervelbed verplaatst van het primaire koelcircuit met het draaggas naar het secundaire koelcircuit met de indirecte convectiekoeling met lucht. Dit is nu gemakkelijk verwezenlijkbaar door regeling van het luchtdebiet dat onbeperkt verkrijgbaar is op koude temperatuur uit de omgevingslucht. Debietregeling van een waterkoeling is veel moeilijker omdat die voortdurend door stoomvorming wordt gestoord. Daar ingevolge de hierbovengenoemde eerste maatregel het zwaartepunt van de koeling verlegd werd van het primaire naar het secundaire koelcircuit, wordt met een regeling op het secundair koelcircuit, van nul tot de nominale koelcapaciteit, een zeer krachtige temperatuurregelmogelijkheid verschaft.
De koelcapaciteit van een convectiekoeler die doorlopen wordt door omgevingslucht die via een ventilator
<Desc/Clms Page number 6>
EMI6.1
wordt aangezogen, kan nog verder verhoogd worden door in de luchtstroom door de convectiekoeler, in de koeler zelf of bij . voorkeur in de toevoerleiding, nog een vloeistof-, bij voor- keur waternevel te injecteren. Dan kan de bedtemperatuur geregeld worden, hetzij door variatie van het debiet van de koellucht, hetzij door variatie van het debiet van de vloeistofinjectie, hetzij door variatie van beiden. In feite regelt men door de injectie van een'vloeistofnevel de soorte- like warmte Cp van de koellucht. Die is het laagst bij volledig droge lucht, maar bij injectie van een nevel komt er nog de verdampingswarmte van de zeer kleine druppeltjes per volume-eenheid bij.
In algemene termen wordt, door variatie van het koellucht-debiet en/of het debiet van de vloeistofinjectie, een variatie gerealiseerd van het produkt van debiet met de soortelijke warmte van de luchtstroom. Dit produkt wordt hier verder het"warmte-opnamedebiet H"van de koellucht genoemd en is dus gelijk aan de soortelijke warmte Cp (in Joule per m3 en per OC) vermenigvuldigd met het debiet (in m3 per sec). H is dus een grootheid in Watt per OC.
In meer algemene termen heeft de convectiekoeler aldus een inlaat die verbonden is met een luchtbron en is het warmte-opnamedebiet H van de luchtstroom door de convectiekoeler varieerbaar, en bevat de convectiekoeler een regelaar voor het constant houden van de. wervelbedtemperatuur door variatie van genoemd warmte-opnamedebiet.
Zulk een regelaar zal dus, volgens de algemene principes van de regeltechniek, een voeler bevatten van de temperatuur van het wervelbed die een signaal afgeeft dat representatief is voor die temperatuur, en een comparator waar die temperatuur vergeleken wordt met een ingestelde gewenste temperatuur en waar een korrektiesignaal gegenereerd
<Desc/Clms Page number 7>
wordt die representatief is voor het waargenomen verschil, plus eventueel de tijdsintegraal en/of de tijdsdifferentiaal ervan (de welbekende P, PI, PD of PID-regelingen) en een korrektie-orgaan waar het korrektiesignaal omgezet wordt in een variatie van de grootheid waarmee de temperatuur geregeld wordt (in dit geval het. debiet van de lucht en/of de vloeistofinjectie).
Hoewel het niet steeds nodig is dat oxydatie van de staaldraden gedurende het afschrikken vermeden wordt, is het vaak wenselijk, en soms ook absoluut nodig dat het wervelbed in een niet-oxyderende atmosfeer wordt gehouden. Gebruikelijk wordt dan een niet-oxyderend draaggas gebruikt, en wordt het wervelbed en de atmosfeer erboven zoveel mogelijk afgesloten van de buitenatmosfeer, bijvoorbeeld door middel van een zo gesloten mogelijk omhulsel rond het wervelbed (met de nodige openingen voor het doorlaten van het draaggas en de draden).
Op goedkope en eenvoudige wijze kan als draaggas het verbrandingsgas genomen worden van een verbrandingsinrichting waar met een klein zuurstoftekort wordt verbrandt, en die vóór het inblazen eerst door een koelinrichting wordt gevoerd, waar het gas afgekoeld wordt tot een temperatuur die niet onder 1200C mag gaan, teneinde de condensatie van water in de rookgassen te vermijden. Het systeem volgens de uitvinding is voor zulke inrichting uiterst geschikt omdat de temperatuurschommelingen van die rookgassen als draaggas niet meer zeer storend kunnen werken : de ingangstemperatuur van dit gas moet enerzijds niet meer geregeld worden als korrektie-element voor de wervelbedtemperatuur, en anderzijds is er het krachtig regelsysteem in het secundair koelcircuit dat deze temperatuurschommelingen opvangt.
Het systeem volgens de uitvinding, en waarbij het wervelbed in een niet-oxyderende atmosfeer wordt gehouden en
<Desc/Clms Page number 8>
waarbij het draaggas afkomstig is van een verbrandingsoven met onvolledige verbranding, is uiterst geschikt voor de afschrikbewerking bij het continu patenteren van staaldraden.
Hierbij wordt het draad eerst in continu door een austenitiseeroven geleid, waar het draad wordt opgewarmd tot een temperatuur in het gebied tussen 900. C en 1050. C, en dan bij uittrede uit de austenitiseeroven onmiddellijk in continu afgeschrikt wordt tot een temperatuur in een gebied van 530 - 570ex. Bij voorkeur wordt dan het verbrandingsgas van de austenitiseeroven gebruikt. In dit geval is de maximale warmteafvoermogelijkheid van het draaggas per m2 bedoppervlakte beperkt tot ongeveer 25 KW. Dank zij de aanwezigheid van de sterke secundaire korrektiekoeling is niet nodig dat het bed bemeten wordt op maximale koeling, zodat een grotere vrijheid bij het bemeten ontstaat en kan het bed bemeten worden op een warmte-afvoer van 10 à 15 KW per m2 bedoppervlakte.
Het nominaal debiet van de secundaire luchtkoeling wordt dan bemeten op een waarde die meer dan het viervoudige daarvan bedraagt, bijvoorbeeld het vijfvoudige, en in ieder geval op meer dan 50 KW/m2, bijvoorbeeld op 75 KW.
De uitvinding zal hier verder uiteengezet worden aan de hand van enkele figuren. Hierbij is : Figuur 1 een zijzicht van een wervelbedinstallatie die een aantal onmiddellijk op elkaar volgende wervelbed- kamers bevat, waarvan de eerste wervelbedkamer uit- gevoerd is volgens de uitvinding ; Figuur 2 een bovenzicht van de eerste wervelbedkamer van
Figuur 1.
Figuur 1 toont aldus een wervelbedinstallatie die gebruikt wordt bij het in continu patenteren van een rij staaldraden 1 die zij aan zij lopen in de asrichting der
<Desc/Clms Page number 9>
draden, d. w. z. in de richting van pijl 2. Daar de rij staaldraden in een vlak liggen die loodrecht staat op het vlak van de tekening, is er slechts één draad zichtbaar. Op Figuur 2, die een gedeeltelijk bovenzicht is, zijn de parallelle draden 1 echter wel allemaal zichtbaar. Het geheel van de wervelbedinstallatie bestaat uit vier wervelbedkamers, respektievelijk 3,4, 5 en 6, die van elkaar gescheiden zijn door tussenwanden 7 en 8, en die onmiddellijk op elkaar volgen in de stroomafwaartse richting van de draden.
De eerste kamer is de kamer die dient voor het afschrikken van de binnenkomende draden, van een temperatuur binnen het austenietgebied (afhankelijk van het staal en van de gewenste eindkarakteristieken voor het draad ligt die in het algemeen tussen 900. C en lO500C) tot de patenteertemperatuur, d. w. z. de temperatuur waarbij de vorming van een fijne sorbietstruktuur kan beginnen (afhankelijk van het staal en van de gewenste eindkarakteristieken voor het draad ligt die in het algemeen tussen 5300C en 570ex). Het is in deze eerste kamer dat het afschrikken moet gebeuren en waar zich de problemen voordoen die aan de basis liggen van de uitvinding, en het is deze eerste kamer die bijgevolg uitgevoerd is volgens de uitvinding.
De tweede, derde en vierde kamer dienen om het draad op de patenteertemperatuur te houden gedurende de nodige tijd om de transformatie tot sorbiet te laten doorgaan. Hier stellen de problemen van warmte-afvoer zich niet, en bijgevolg moeten ze niet, en zijn ze in het algemeen niet uitgevoerd volgens de uitvinding, hoewel ze wel aldus kunnen uitgevoerd zijn wanneer de installatie ook moet kunnen dienen voor andere soorten metallgrafische transformaties, waar twee of meer kamers worden gebruikt voor het afschrikken der draden.
Wanneer de installatie gebruikt wordt voor het patenteren der staaldraden, waarbij de tweede, derde en
<Desc/Clms Page number 10>
vierde kamers slechts gebruikt worden voor het op temperatuur houden, kan de temperatuur van elk wervelbed afzonderlijk geregeld worden op een temperatuur die niet noodzakelijk dezelfde moet zijn voor de vier kamers. Voor het snel afkoelen in de eerste kamer zal immers een groot temperatuurverschil tussen draad en wervelbed nodig zijn, terwijl voor het op temperatuur houden in de daarop volgende kamers het temperatuurverschil in principe nul kan zijn of lichtjes hoger om de stralingsverliezen te compenseren. De temperatuur van het draad in de laatste drie kamers moet niet noodzakelijk de patenteertemperatuur zijn tot waar het draad in de eerste kamer werd afgeschrikt, maar kan hiervan afwijken tot 30.
C erboven of eronder, afhankelijk van de metallografische struktuur die men wil bereiken voor het sorbiet. Tenslotte kan de lengte van de kamers verschillend zijn, en kan het aantal kamers variëren van 2 tot 8 of meer.
Het geheel van de wervelbedinstallatie is omgeven door een omhulsel 9 dat de wervelbedkamers 3 tot 6 zoveel mogelijk van de buitenatmosfeer afsluit, met uitzondering van de spleetvormige openingen 10 om de rij draden 1 in het binnenste van de installatie in te laten en er weer uit te laten, en van de inlaat- en uitlaatopeningen 11, respektievelijk 12, voor het draaggas van elke wervelbedkamer afzonderlijk.
De vier wervelbedkamers 3 tot 6 bevatten elk een wervelbed, resp. 13 tot 16, dat gevuld is met korrels aluminiumoxyde met korrelgrootte in het gebied tussen 0, 03 en 0, 5 mm, en in gefluidiseerde toestand bereikt dit bed een hoogte dat in het algemeen gekozen wordt tussen 0, 3 en 0, 6 meter, in afhankelijkheid van de tijd dat men het draaggas in kontakt met de wervelbedkorrels wenst te houden. De temperatuur waarop het wervelbed van de eerste kamer zal
<Desc/Clms Page number 11>
moeten geregeld worden, hangt af van de vereiste afkoelsnelheid van het staal, d. w. z. van de diameter der draden en doorloopsnelheid ervan, zodat de afkoeling tot de kern van het draad kan doordringen in de korte verblijftijd van het draad in de eerste kamer.
Voor de in dit voorbeeld gebruikte doorloopsnelheden van het draad wordt een temperatuur genomen die ligt rond de waarde (5000C - 40d) waarbij d de diameter is van het draad.
Het wervelbed van de eerste kamer volgens dit voorbeeld heeft een lengte, in de richting der draden, van 1, 10 m en een breedte van 1 meter, en het maximale aantal draden dat door dit wervelbed geleid kan worden hangt af van de maximale warmte-afvoercapaciteit van het wervelbed en de diameter der draden. In dit voorbeeld is de maximale totale warmte-afvoercapaciteit bemeten voor 105 KW, wat overeenkomt met een capaciteit om maximum ongeveer 1500 kg staal per uur te laten afschrikken in de patenteerbewerking, en hiermede moet rekening gehouden worden bij het kiezen van het aantal draden van een bepaalde diameter. Bij deze keuze moet ook rekening gehouden worden met de nodige verblijftijd van het draad in de eerste kamer, die omgekeerd evenredig is met de diameter van het draad.
Aldus, voor draden van 2 mm diameter zal dit systeem een doorloopsnelheid hebben van 0, 475 m/sec ongeveer en bij een maximale warmte-afvoercapaciteit van 105 KW tot 30 parallelle draden kunnen voeren. In dit voorbeeld zijn de geleidingssystemen om het draad door het wervelbed te voeren uitgerust om 30 draden te voeren van een diameter van 1 tot 6 mm. In het geval van de grotere diameters zullen dan minder dan 30 draden in parallel behandeld worden, teneinde de maximaal voorziene produktiecapaciteit niet te overschrijden.
<Desc/Clms Page number 12>
Als draaggas voor het wervelbed 13 van de eerste kamer 3 wordt het uit1. Åaatgas genomen van een verbrandingsoven (niet getoond) die onmiddellijk stroomopwaarts van de draden 1 vddr de wervelbedinstallatie van de. Figuur l is opgesteld en die door dezelfde draden doorlopen worden om die op aus- tenitiseringstemperatuur (tussen 900 en 1050. C) te brengen.
In die oven wordt met een tekort aan zuurstof verbrand zodat dit draaggas geen oxydatie van het draad kan teweegbrengen.
Dit uitlaatgas wordt door een ventilator 17 aangezogen via een warmtewisselaar 18 en verder doorgeblazen naar de eerste wervelbedkamer 3. In de warmtewisselaar 18 wordt het uitlaatgas afgekoeld tot ongeveer 150*C, en dit gas wordt dan via inlaat 11 van wervelbedkamer 3 in de plenum-kamer 19, onder het wervelbed 13 ingeblazen. De plenum-kamer 19 is van de wervelbedkamer 13 gescheiden door de bodem 20 van de wervel- bedkamer 3, en deze bodem is voorzien van een menigvuldigheid van blaasmonden 21, langswaar het draaggas vanuit de plenumkamer in de wervelbedkamer wordt ingeblazen op een gelijkmatig over de bodemoppervlakte verdeelde manier en op een temperatuur van 120. C ongeveer. Als bodem met blaasmonden worden die gebruikt, die uiteengezet zijn in het U. S.-octrooi Nr. 4. 813. 653.
In het wervelbed wordt dan een gelijkmatig verdeelde draaggasstroom naar boven gecreëerd, waardoor het bed gefluiseerd wordt, en het draaggas dat bovenaan uit het bed treedt wordt dan via uitlaatopening 12 uit de wervelbedkamer geëvacueerd. Voor draden van 2 mm wordt de uitlaattemperatuur op 420 C geregeld ongeveer, en dit komt overeen met een warmteafvoer van 12 KW ongeveer. Dit relatief laag aandeel van de primaire koeling door het draaggas (minder dan 15 KW per m2 bedoppervlakte) bij deze afschrikking in de patenteerbewerking is mogelijk doordat het grootste deel van de warmte via de secundaire koeling wordt afgevoerd.
<Desc/Clms Page number 13>
De secundaire koeling gebeurt met lucht die vanuit de omringende atmosfeer via een inlaat 36 wordt opgezogen door ventilator 22 en die verder via een debietregelaar 23 door een buizensysteem 24 wordt geblazen naar een uitlaat 25.
Het buizensysteem bestaat in dit geval uit acht in parallel geschakelde U-vormige buizen 26 die schuin in het wervelbed gedompeld zijn. In Figuur 1 staat het vlak van elke U loodrecht op het vlak van de Figuur, en ook de beide benen van de U, zodat de U-vorm niet te zien is. In het bovenzicht van Figuur 2 is de U wel te zien, hoewel die niet in het vlak van de tekening (horizontaal vlak) gelegen is. Elk van de acht U's bevat een recht en horizontaal lopend aanvoerbeen 27, respektievelijk afvoerbeen 28 die met een elleboog 29 met elkaar tot een U-vorm verbonden zijn. Alle aanvoerbenen 27 bevinden zieh in hetzelfde horizontaal vlak 30 (Figuur 1), en alle afvoerbenen 28 in een ander, daarondergelegen horizontaal vlak 31.
De diameter van de buizen is niet zo groot, en het koelbuizensysteem niet zo kompakt dat men in vertikale projektie (Figuur 2) niet doorheen het buizensysteem zou kunnen kijken. Er is tussen de verschillende benen steeds een tussenafstand 32 te zien in vertikale projektie. Aldus komt de fluidisatie door dit relatief kompakt buizensysteem niet in gevaar.
Voor convectorsystemen van een andere configuratie in het algemeen, zal men er aldus voor de goede fluidisatie ervoor zorgen dat de koelelementen niet geconcentreerd worden in een horizontaal vlak, maar eerder gespreid worden over twee of meer horizontale vlakken. Verder zorgt men er dan voor dat de ruimten tussen de koelelementen zoveel mogelijk door de vertikale gasstroom kunnen bereikt worden en dat de weerstand tegen de vertikale gasstroom zo gelijkmatig mogelijk over de bedoppervlakte verdeeld wordt.
Dit wordt gerealiseerd wanneer men er enerzijds voor zorgt dat, in
<Desc/Clms Page number 14>
EMI14.1
vertikale projektie bekeken, de koelelementen van het ene vlak die van elk zo weinig mogelijk, bij voorkeur e helemaal niet bedekken, en dat anderzijds de vertikale projektie van alle koelelementen van de convector niet de ganse oppervlakte van het wervelbed bedekt, maar slechts hoogstens voor 50 à 80 %, met andere woorden dat de convector in vertikale projectie nog tussenruimten heeft en, vertikaal bekeken, nog doorzichtig is.
In de figuren zijn de aanvoer- respektievelijk afvoerbenen 27 en 28 in parallel verbonden met een aanvoerrespektievelijk afvoercollectorbuis 33 en 34, via een aantal respektievelijke vertikaal lopende verbindingsbuizen 35 buiten het omhulsel. De aan-en afvoerbenen moeten niet noodzakelijk loodrecht staan op de doorlooprichting der draden, maar kunnen die richting anders dan loodrecht kruisen, hoewel de loodrechte stand te verkiezen is.
De debietregelaar 23 wordt gestuurd door een regelsysteem 37 voor de regeling van de temperatuur van het wervelbed rond de draden, om deze temperatuur konstant te houden, niettegenstaande alle storingen, zoals veranderingen in de warmte-afvoer door het draaggas en warmte-invoer via het draad (voornamelijk snelheidsveranderingen). Zoals gebruikelijk bevat zulk regelsysteem een voeler (niet getoond) van de temperatuur, geplaatst in het wervelbed in de omgeving van de draden, die zijn signaal naar een vergelijkingsorgaan stuurt, die de afwijking meet tussen de gemeten en de gewenste waarde.
Deze afwijking wordt dan, analoog of digitaal, omgezet tot een korrektiesignaal (met, zoals gebruikelijk een proportioneel, differentieel en integraal aandeel), en dit korrektiesignaal werkt op de debietregelaar 23 om het koelluchtdebiet te vermeerderen of te verminderen in de gewenste mate.
<Desc/Clms Page number 15>
De koelbuizen zijn uit staal en hebben een buitendiameter van 4. 8 cm. Dit geeft een koeloppervlakte van ongeveer 2 m2 per vierkante meter bedoppervlakte. In normale werking met draden van 2 mm diameter die aan 0, 475 m/sec
EMI15.1
door het wervelbed lopen, is de uitlaattemperatuur van de lucht ongeveer 200. bij een nominaal debiet van 2000 Nm3 . per uur, en dit komt overeen met een nominale warmte-afvoer van 93 KW ongeveer rekening houdend met de opwarming van de lucht in de aanzuigventilator. Dit is een warmte-afvoercapaciteit van 7, 75 maal zoveel als de afvoercapaciteit van de primaire koeling.
De voordelen van de uitvinding zullen echter reeds voldoende kunnen uitgebaat worden wanneer de koeloppervlakte van het secundair circuit groter is dan 0, 4 m2 per vierkante meter bedoppervlakte en de warmte-afvoer van het secundair circuit groter is dan drie maal de warmte-afvoer van het primair circuit.
De tweede, derde en vierde wervelbedkamer, respektievelijk 4 tot 6 hebben in dit uitvoeringsvoorbeeld een eigen inlaat voor het draaggas. Daar deze kamers dienen voor het houden van de draden op de temperatuur van de sorbitische transformatie, zal het draaggas op die temperatuur (tussen 530ex en 570. C) ingeblazen worden. Die temperatuur kan verschillen van kamer tot kamer. Dit draaggas zal bij voorkeur van dezelfde austenitiseeroven afkomstig zijn, maar minder moeten afgekoeld worden.
De uitvinding is niet beperkt tot het afschrikken bij de patenteerbewerking, maar kan in een inrichting met één of meer wervelkamers toegepast worden, waar elke kamer zijn eigen functie heeft in een totaal thermisch programma die de staaldraden moeten doorlopen, en waarbij één van deze kamers dient voor het afschrikken van een hogere temperatuur naar
<Desc/Clms Page number 16>
EMI16.1
een lagere temperatuur, die echter niet lager moet liggen dan 250. ongeveer, teneinde de condensatie van de vochtigheid in het draaggas te verhinderden.
<Desc / Clms Page number 1>
Swirl bed for quenching steel wire
The invention relates to a fluidized bed, suitable for continuously quenching steel wires to a temperature of at least 250. C. As is known, a fluidized bed contains a container that is filled to a certain height with granules to form a fluidized bed. The granules are inert to high temperatures of 1500 ° C and more. At the bottom of the granule bed, a carrier gas inlet is provided for blowing the carrier gas upwards, with a flow rate that is distributed as evenly as possible over the bottom surface of the bed. Go between a minimum and maximum blow-in speed. the granules swirl up and down and the bed swells so that it behaves like a cooling fluid through which the wires can pass unhindered.
Typical grit materials are silica, alumina or zirconia sand, silicon carbide or ferrosilicon, typical grit sizes are between 0.03 and 0.5 millimeters, and typical fluidized bed heights for wire applications are around 0.3-0.6 meters. The fluidization blowing rate depends on the grain type selected, and typical velocities are between 0.06 and 0.15 m / sec. Thus, the cooling medium obtains a heat transfer coefficient towards the wires of the order of 200 to 600 W / m'K, which already approaches that of the cooling liquids. With such cooling fluid it is then possible to quench steel wires, that is to say to cool at a speed of more than 200 ° C per second.
In order to be suitable for treating steel wires, the fluidized bed is further provided? eH QaQ! QeOnly thread guiding means and accesses for guiding the thread in and out of the fluidized bed. Generally, the fluidized bed will be arranged to continuously treat a number of threads (typical numbers are 10 to 50) at the same time, the threads running in parallel side by side through the
<Desc / Clms Page number 2>
fluidized bed run in the axis direction of the wires. Typical wire sizes range from 1 to 6 millimeters, and typical carbon levels are in the! range from 0.05 to 1%.
Such a fluidized bed must be able to maintain its quenching temperature. This means that the amount of heat that enters the bed via the hot wires and which is released to the cooling fluid must also be equally quickly removed from the cooling fluid. In a fluidized bed this is done by the carrier gas which is blown in at a relatively cold temperature, which takes over the heat from the granules, and which leaves at the top of the bed at a higher temperature. The temperature of the fluidized bed is kept constant (notwithstanding disturbances in the speed of passage and entering temperature of the wires and other disturbances) by means of a temperature controller which acts on the inlet temperature of the carrier gas, by means of an adjustable heater, as described in EP 195. 473 (publication number).
It is also known from the same document to additionally cool the fluidized bed by a secondary system of water cooling tubes immersed in the fluidized bed or from blowers blowing cooling air above the fluidized bed.
However, such a fluidized bed is limited in production capacity (kg of treated wire per second) per square meter of bed surface, so that a relatively large fluidized bed is also required for large production. After all, the primary cooling by the carrier gas is limited because the velocity of the carrier gas through the bed cannot be increased to values above 0.15 to 0. 20 m / sec because the granules would be blown out of the bed. Thus, the flow per square meter area (equals the speed) has a limit, and has the maximum possible difference between
<Desc / Clms Page number 3>
input and output temperature of the carrier gas also a limit which is mainly determined by the imposed quench temperature.
Secondary cooling must also be limited because the water pipes interfere with fluidization, and if there are too many, the fluidized bed appears to clog too quickly and collapse. Bee. the use of air blower cooling above the bed means that the air's heat-dissipation capacity is too small, and if mixed with a water mist, this mist turns out to cause the top surface of the bed to coagulate.
Moreover, a second problem arises when increasing the production capacity per square meter of bed surface: that of the controllability of the fluidized bed temperature. Due to the fact that a larger amount of steel has to be treated in a smaller bed, larger irregularities in the supply and removal of heat have to be compensated by a smaller volume, so that there are also larger temperature fluctuations that will have to be able to be absorbed by a more powerful and more responsive control system turn into.
The object of the invention is to provide a fluidized bed with increased production capacity per square meter and with efficient temperature control by simple means.
According to the invention, three measures are combined with each other: sensitively increasing the density of the pipe system (indirect convection cooling), using the pipe system with air instead of water, and moving the temperature control from the primary cooling circuit to the secondary cooling circuit.
<Desc / Clms Page number 4>
Indeed, it has been found that the fluid bed clogging and collapsing due to the presence of too many water cooling tubes is caused by the residual moisture of the carrier gas condensing against the cooling tubes, causing a caking around the tubes which gives the tubes a larger apparent diameter thereby the fluidized bed is disrupted. This shows that it is possible to greatly increase the density of the cooling tube system, as long as care is taken to avoid such condensation.
A possible measure is the use of a very dry carrier gas, but then this requires special preparation of the gas or one is limited in the choice of carrier gas, which can for instance consist of flue gases from an incinerator with a high inherent humidity, and the it is often not desirable to be limited in the choice of the carrier gas.
It is now a first measure according to the invention of significantly increasing the pipe density, but not sending cooling water through the pipes, but ambient air which is drawn in via a fan, although air has a lower cooling capacity than water. However, due to the fact that the pipes are run through air, and not through water, the outer surface of the pipes is no longer set at the temperature of the cooling water (below 100 ° C and therefore condensation), but at an intermediate temperature between that of the cooling air (t 400C at the outlet of the suction fan) and that of the fluidized bed (2000e or more).
Thus, there is no more condensation of any residual moisture, and one can switch to a piping system of much greater density and which can now be passed through a very high flow rate of cheap ambient air, more than compensating for the lower cooling capacity of air.
<Desc / Clms Page number 5>
Thus, the density of the pipe system is at least such that the outer surface along which the convection cooling with the fluidized bed takes place is at least 0.40 m2 per square meter of fluidized bed, and preferably at least 0.80 m2. And the intention is that, during use, a nominal air flow is forwarded in which the cooling capacity (KW / m2 bed surface) of the convection cooler is at least double, and at least four times, of the cooling capacity of the primary cooling of the carrier gas. The secondary cooling system does not necessarily have to be in the form of a number of pipes, but can also take other forms, insofar as the system is based on indirect convection cooling, d. w. z. cooling through a partition by convection on both sides of the partition.
According to the invention, as a second measure in combination with the measure above, the temperature control of the fluidized bed is furthermore moved from the primary cooling circuit with the carrier gas to the secondary cooling circuit with the indirect convection cooling with air. This is now easily achieved by controlling the air flow rate, which is freely available at a cold temperature from the ambient air. Flow control of a water cooling is much more difficult because it is constantly disturbed by steam formation. Since, as a result of the above-mentioned first measure, the center of gravity of the cooling has been shifted from the primary to the secondary cooling circuit, a control on the secondary cooling circuit, from zero to the nominal cooling capacity, provides a very powerful temperature control possibility.
The cooling capacity of a convection cooler that is passed through ambient air through a fan
<Desc / Clms Page number 6>
EMI6.1
is increased even further by increasing the airflow through the convection cooler, in the cooler itself or at. preferably in the supply line, to inject another liquid, preferably water spray. Then the bed temperature can be controlled, either by varying the flow rate of the cooling air, or by varying the flow rate of the liquid injection, or by varying both. In fact, the kind of heat Cp of the cooling air is controlled by the injection of a liquid mist. This is lowest with completely dry air, but when a mist is injected, the evaporation heat of the very small droplets per unit volume is added.
In general terms, by varying the cooling air flow rate and / or the liquid injection flow rate, a variation of the product of flow rate with the specific heat of the air flow is realized. Here, this product is further referred to as the "heat absorption rate H" of the cooling air and is thus equal to the specific heat Cp (in Joules per m3 and per OC) multiplied by the flow rate (in m3 per sec). H is therefore a quantity in Watt per OC.
In more general terms, the convection cooler thus has an inlet connected to an air source and the heat absorption rate H of the airflow through the convection cooler is variable, and the convection cooler contains a controller for keeping the air constant. fluidized bed temperature by variation of said heat absorption flow rate.
Thus, according to the general principles of the control technique, such a controller will contain a sensor of the temperature of the fluidized bed that emits a signal representative of that temperature, and a comparator where that temperature is compared with a set desired temperature and where a correction signal generated
<Desc / Clms Page number 7>
representative of the observed difference, plus optionally its time integral and / or its time differential (the well-known P, PI, PD or PID controls) and a correction means where the correction signal is converted into a variation of the magnitude by which the temperature (in this case the .flow of the air and / or the liquid injection).
While it is not always necessary to avoid oxidation of the steel wires during quenching, it is often desirable, and sometimes imperative, to keep the fluidized bed in a non-oxidizing atmosphere. Usually, a non-oxidizing carrier gas is then used, and the fluidized bed and the atmosphere above it is closed off as much as possible from the outside atmosphere, for example by means of an enclosure as close as possible around the fluidized bed (with the necessary openings for the passage of the carrier gas and the wires).
In an inexpensive and simple manner, the carrier gas can be taken as the combustion gas from a combustion device where a small oxygen deficiency is burned, and which is first passed through a cooling device before blowing in, where the gas is cooled to a temperature which must not fall below 1200C, in order to avoid condensation of water in the flue gases. The system according to the invention is extremely suitable for such an installation because the temperature fluctuations of those flue gases as carrier gas can no longer be very disturbing: the inlet temperature of this gas must no longer be regulated as a correction element for the fluidized bed temperature, and on the other hand there is the powerful control system in the secondary cooling circuit that absorbs these temperature fluctuations.
The system according to the invention, and wherein the fluidized bed is kept in a non-oxidizing atmosphere and
<Desc / Clms Page number 8>
where the carrier gas comes from an incinerator with incomplete combustion, is highly suitable for quenching in the continuous patenting of steel wires.
Here, the wire is first passed continuously through an austenitizing furnace, where the wire is heated to a temperature in the range between 900. C and 1050. C, and then immediately quenched continuously to a temperature in a range upon exit from the austenitizing furnace from 530 - 570ex. The combustion gas of the austenitizing furnace is then preferably used. In this case, the maximum heat dissipation capability of the carrier gas per m2 bed area is limited to approximately 25 KW. Thanks to the presence of the strong secondary correction cooling, it is not necessary to measure the bed for maximum cooling, so that there is greater freedom when measuring and the bed can be dimensioned at a heat dissipation of 10 to 15 KW per m2 of bed surface.
The nominal flow rate of the secondary air cooling is then measured at a value that is more than fourfold, for example, fivefold, and in any case at more than 50 KW / m2, for example, at 75 KW.
The invention will be further explained here with reference to a few figures. Herein: Figure 1 is a side view of a fluidized bed installation containing a number of immediately successive fluidized bed chambers, the first fluidized bed chamber of which is designed according to the invention; Figure 2 shows a top view of the first fluidized bed chamber of
Figure 1.
Figure 1 thus shows a fluidized bed installation used in the continuous patenting of a row of steel wires 1 running side by side in the axis direction of the
<Desc / Clms Page number 9>
wires, d. w. z. in the direction of arrow 2. Since the row of steel wires are in a plane perpendicular to the plane of the drawing, only one wire is visible. However, in Figure 2, which is a partial top view, the parallel wires 1 are all visible. The whole of the fluidized bed installation consists of four fluidized bed chambers, 3, 4, 5 and 6, respectively, which are separated from each other by partitions 7 and 8, and which immediately follow one another in the downstream direction of the wires.
The first chamber is the chamber for quenching the incoming wires, from a temperature within the austenite range (depending on the steel and the desired end characteristics for the wire generally between 900. C and 100500C) to the patenting temperature , d. w. z. the temperature at which the formation of a fine sorbite structure can begin (depending on the steel and on the desired end characteristics for the wire which is generally between 5300C and 570ex). It is in this first chamber that the quenching must be done and where the problems underlying the invention arise, and it is this first chamber which is consequently carried out according to the invention.
The second, third and fourth chambers serve to keep the wire at the patenting temperature for the time necessary for the transformation to sorbite to proceed. Here the problems of heat dissipation do not arise, and consequently they should not, and in general have not been carried out according to the invention, although they can be so when the installation must also be able to serve for other types of metallgraphic transformations, where two or more chambers are used for quenching the wires.
When the installation is used for patenting the steel wires, the second, third and
<Desc / Clms Page number 10>
fourth chambers are only used for temperature control, the temperature of each fluidized bed can be individually controlled at a temperature that may not necessarily be the same for the four chambers. After all, for rapid cooling in the first chamber, a large temperature difference between the wire and the fluidized bed will be necessary, while for temperature maintenance in the subsequent chambers the temperature difference may in principle be zero or slightly higher to compensate for the radiation losses. The temperature of the wire in the last three chambers should not necessarily be the patenting temperature to which the wire in the first chamber was quenched, but may vary from up to 30.
C above or below, depending on the metallographic structure one wants to achieve for the sorbite. Finally, the length of the chambers can be different, and the number of chambers can range from 2 to 8 or more.
The whole of the fluidized bed installation is surrounded by a casing 9 which seals the fluidized bed chambers 3 to 6 as much as possible from the outside atmosphere, with the exception of the slit-shaped openings 10 to allow the row of wires 1 to enter and exit the interior of the installation. and of the inlet and outlet openings 11 and 12, respectively, for the carrier gas of each fluidized bed chamber separately.
The four fluidized bed chambers 3 to 6 each contain a fluidized bed, respectively. 13 to 16, which is filled with grains of aluminum oxide with grain size in the range between 0.03 and 0.5 mm, and in the fluidized state this bed reaches a height generally chosen between 0.3 and 0.6 meters, depending on the time it is desired to keep the carrier gas in contact with the fluidized bed granules. The temperature at which the fluidized bed of the first chamber will
<Desc / Clms Page number 11>
to be controlled depends on the required cooling rate of the steel, d. w. z. of the diameter of the wires and their throughput speed, so that the cooling to the core of the wire can penetrate in the short residence time of the wire in the first chamber.
For the throughput speeds of the wire used in this example, a temperature is taken which is around the value (5000C - 40d) where d is the diameter of the wire.
The fluidized bed of the first chamber according to this example has a length, in the direction of the wires, of 1.10 m and a width of 1 meter, and the maximum number of wires that can be passed through this fluidized bed depends on the maximum heat discharge capacity of the fluidized bed and the diameter of the wires. In this example, the maximum total heat dissipation capacity is sized for 105 KW, which corresponds to a capacity to quench approximately 1500 kg of steel per hour in the patenting operation, and this must be taken into account when choosing the number of wires of a certain diameter. This choice should also take into account the necessary residence time of the wire in the first chamber, which is inversely proportional to the diameter of the wire.
Thus, for wires of 2 mm diameter, this system will have a throughput of 0.475 m / sec approximately and at a maximum heat dissipation capacity of 105 KW can carry up to 30 parallel wires. In this example, the wire guiding systems through the fluidized bed are equipped to feed 30 wires from 1 to 6 mm in diameter. In the case of the larger diameters, less than 30 wires will then be treated in parallel, so as not to exceed the maximum production capacity anticipated.
<Desc / Clms Page number 12>
As carrier gas for the fluidized bed 13 of the first chamber 3, it is expelled. Gas taken from an incinerator (not shown) immediately upstream of the wires 1 of the fluidized bed installation. Figure 1 is arranged and passed through the same threads to bring it to anititizing temperature (between 900 and 1050 ° C).
The furnace burns with a shortage of oxygen so that this carrier gas cannot cause oxidation of the wire.
This exhaust gas is drawn in by a fan 17 through a heat exchanger 18 and blown further to the first fluidized bed chamber 3. In the heat exchanger 18, the exhaust gas is cooled to about 150 ° C, and this gas is then introduced into the plenum through inlet 11 of fluidized bed chamber 3. chamber 19, blown under the fluidized bed 13. The plenum chamber 19 is separated from the fluidized bed chamber 13 by the bottom 20 of the fluidized bed chamber 3, and this bottom is provided with a multiplicity of nozzles 21 through which the carrier gas is blown from the plenum chamber into the fluidized bed chamber evenly over the bottom surface distributed way and at a temperature of 120. C approximately. As the bottom with nozzles, those set forth in U.S. Pat. 4,813,653.
In the fluidized bed, an evenly distributed carrier gas flow is then created upwards, whereby the bed is fluidized, and the carrier gas exiting the top of the bed is then evacuated from the fluidized bed chamber via outlet opening 12. For 2mm wires, the outlet temperature is controlled at 420 C approximately, and this corresponds to a heat dissipation of 12 KW approximately. This relatively low proportion of the primary cooling by the carrier gas (less than 15 KW per m2 bed surface) in this quenching in the patenting operation is possible because most of the heat is dissipated via the secondary cooling.
<Desc / Clms Page number 13>
The secondary cooling is done with air drawn in from the surrounding atmosphere through fan 22 via an inlet 36 and which is further blown through a pipe system 24 via a flow regulator 23 to an outlet 25.
The tube system in this case consists of eight parallel-connected U-shaped tubes 26 which are immersed obliquely in the fluidized bed. In Figure 1, the plane of each U is perpendicular to the plane of the Figure, as are both legs of the U, so that the U shape is not visible. The U can be seen in the top view of Figure 2, although it is not located in the plane of the drawing (horizontal plane). Each of the eight U's includes a straight and horizontal running feed leg 27 and discharge leg 28, respectively, which are joined together in an U shape with an elbow 29. All feed legs 27 are in the same horizontal plane 30 (Figure 1), and all drain legs 28 in another horizontal plane 31 below.
The diameter of the pipes is not so large, and the cooling pipe system is not so compact that one cannot see through the pipe system in vertical projection (Figure 2). An intermediate distance 32 can always be seen between the different legs in vertical projection. Thus, the fluidization through this relatively compact pipe system is not endangered.
For convector systems of a different configuration in general, it will thus be ensured for good fluidization that the cooling elements are not concentrated in a horizontal plane, but rather spread over two or more horizontal planes. Furthermore, it is then ensured that the spaces between the cooling elements can be reached as much as possible by the vertical gas flow and that the resistance to the vertical gas flow is distributed as evenly as possible over the bed surface.
This is achieved when, on the one hand, one ensures that, in
<Desc / Clms Page number 14>
EMI14.1
viewed from a vertical projection, the cooling elements of one plane do not cover as little as possible of each, preferably e at all, and on the other hand the vertical projection of all cooling elements of the convector does not cover the entire surface of the fluidized bed, but only at most for 50 at 80%, in other words that the convector has vertical gaps in vertical projection and is still transparent when viewed vertically.
In the figures, the supply and discharge legs 27 and 28, respectively, are connected in parallel with a supply and discharge collector tube 33 and 34, respectively, via a number of vertically extending connecting tubes 35 outside the enclosure. The supply and discharge legs need not necessarily be perpendicular to the lead-through direction of the wires, but may cross that direction other than perpendicular, although the perpendicular position is preferable.
The flow controller 23 is controlled by a control system 37 for controlling the temperature of the fluidized bed around the wires, in order to keep this temperature constant, notwithstanding all disturbances, such as changes in the heat dissipation by the carrier gas and heat input via the wire (mainly speed changes). As usual, such a control system includes a sensor (not shown) of the temperature, placed in the fluidized bed in the vicinity of the wires, which sends its signal to a comparator, which measures the deviation between the measured and the desired value.
This deviation is then converted, analog or digital, into a correction signal (with, as usual, a proportional, differential and integral proportion), and this correction signal acts on the flow controller 23 to increase or decrease the cooling air flow rate to the desired degree.
<Desc / Clms Page number 15>
The cooling pipes are made of steel and have an outside diameter of 4.8 cm. This gives a cooling surface of approximately 2 m2 per square meter of bed surface. In normal operation with 2mm diameter wires rated at 0.475m / sec
EMI15.1
passing through the fluidized bed, the outlet temperature of the air is approximately 200 at a nominal flow rate of 2000 Nm3. per hour, which corresponds to a nominal heat dissipation of 93 KW approximately taking into account the heating of the air in the suction fan. This is a heat dissipation capacity of 7.75 times the discharge capacity of the primary cooling.
However, the advantages of the invention will already be sufficiently exploited if the cooling area of the secondary circuit is greater than 0.4 m2 per square meter of bed area and the heat dissipation of the secondary circuit is greater than three times the heat dissipation of the primary circuit.
In this exemplary embodiment, the second, third and fourth fluidized bed chamber and 4 to 6 respectively have their own inlet for the carrier gas. Since these chambers serve to keep the wires at the temperature of the sorbic transformation, the carrier gas will be blown in at that temperature (between 530ex and 570 ° C). That temperature can vary from room to room. This carrier gas will preferably come from the same austenitizing furnace, but must be cooled less.
The invention is not limited to quenching in the patenting operation, but can be applied in a device with one or more swirl chambers, where each chamber has its own function in a total thermal program that the steel wires must pass, and one of these chambers must to quench a higher temperature to
<Desc / Clms Page number 16>
EMI16.1
a lower temperature, which should not be less than about 250, however, in order to prevent condensation of the moisture in the carrier gas.