JP2005131493A - 気液分離方法及び装置 - Google Patents

Abstract

【課題】反応に伴って発生する副生ガスを、反応液の流れを不安定化させることなく脱ガスすることのできる。
【解決手段】旋回流発生槽１３０内で反応液ＬＭに旋回流を発生させることによって反応液ＬＭに遠心力が作用する。この遠心力により、比重の重い反応液（液体）は旋回流発生槽１３０内の外周部に集まろうとし、比重の軽い副生ガス（気体）は旋回流発生槽１３０内の中心部に集まろうとするので、反応液ＬＭは旋回流発生槽１３０の内周壁に沿って旋回しながら下降し、旋回流発生槽１３０の低部に溜まる。一方、比重の軽い副生ガスは旋回流発生槽１３０内の真ん中に集まって上昇し、旋回流発生槽１３０の上部に溜まる。これにより、旋回流発生槽１３０内に流入した反応液から副生ガスを連続的且つ効率的に脱ガスすることができる。
【選択図】 図３

Description

本発明は気液分離方法及び装置に係り、特に金属微粒子の連続製造において、金属微粒子形成の反応で発生する副生ガスを脱ガスするのに好適な気液分離方法及び装置に関する。

磁気記録媒体を構成する磁性層に含有される磁性粒子としては、粒子サイズが小さく単分散性に優れていることが品質的に好ましい。この金属微粒子の製造においては、金属微粒子形成の反応で副生ガス（例えば水素ガス）の発生を伴う場合がある。

副生ガスを伴う反応は連続処理が難しく、上記した金属微粒子の製造を連続的に行うための連続装置が未だ実現していないのが実情である。その理由は、１モルの副生ガスが生成されたとすると、その副生ガスの体積は２２．４Ｌの大きな体積になる為、連続処理の場合、副生ガスを連続処理の流れの中で効率的に除去できないと、色々な弊害が発生するためである。例えば、副生ガスを連続処理の流れの中で効率的に除去できないと、連続処理の流れが不安定になって混合場や反応場が不均一になると共に、反応の平衡が反応促進側に進みにくくなる。また、反応のための液温制御を行う場合、副生ガスを連続処理の流れの中で効率的に除去できないと、気体は熱伝導率が小さいので、反応温度を精度良く制御できなくなる。これらの弊害の結果、製造された金属微粒子の粒子サイズが大きくなったり、単分散性が悪くなったりする等の問題が生じる。

液体中のガスを分離除去する一般的な方法としては種々の方法があるが、その代表的なものとしては、分離膜で脱ガスする方法（例えば、特許文献１、特許文献２、特許文献３）、ガス吸着性の吸着剤で脱ガスする方法（例えば、特許文献４）、減圧することで脱ガスする方法、加熱することで脱ガスする方法、サイクロン法やトラップ法のメカニカル的な方法で脱ガスする方法（例えば、特許文献５、特許文献６、特許文献７）がある。
特開平１１−３３３２３６号公報 特開平７−２５３２７２号公報 特開２００２−５２３２５号公報 特開２００１−１１３１１５号公報 特表２００２−５２９２２８号公報 特表２００２−５２９２３３号公報 特開平１１−２８１６３７号公報

しかしながら、分離膜を用いる脱ガス方法の場合、膜材料として、反応性の原材料に対する耐性、反応により生成された生成物に対する耐性、原材料を溶解する溶剤に対する耐性等の種々の耐久性をもつことが求められるが、これらを満足する膜材料は存在しないという問題がある。従って、分離膜による脱ガスは、水中の溶存酸素等の脱ガスのように反応性の小さな液体や気体を扱う場合には問題ないが、反応により発生する副生ガス等の脱ガスには適用できない。

吸着を利用した脱ガス方法の場合、分離膜の場合と同様に、吸着剤の耐薬品性、溶剤耐性等の面で制約が多く、更には吸着を促進するためには加圧等の付帯設備が必要になり、装置が複雑化するという問題がある。

減圧を利用した脱ガス方法の場合、減圧操作により脱ガスは可能であるが、原材料、溶剤、反応生成物が揮発性の場合には減圧によってこれらのものまで揮発してしまうので、使用できないと共に、使用した場合には、脱ガス処理の後段にガスと一緒に揮発した原材料、溶剤、反応生成物の分離操作が必要になり装置が複雑になるという問題がある。

加熱を利用した脱ガス方法の場合、加熱操作により脱ガスは可能であるが、減圧を利用した場合と同様に、原材料、溶剤、反応生成物が揮発性の場合には加熱によってガスと一緒に揮発してしまうという問題がある。

従来のメカニカル的な脱ガス方法は、固体物とガスが混在したものからのガスの分離や、液体中に溶存したガスの脱ガスのように、連続的なガスの発生を伴わない対象物を前提とした脱ガスであり、反応によって発生する副生ガスのように反応の進行具合により連続的に発生するガスの連続分離に関しては考慮されていない。従って、金属微粒子の連続処理のための気液分離装置として、従来のメカニカル的な脱ガス方法を単に適用しても、粒子サイズが小さく単分散性の良い金属微粒子を製造することはできない。

このように、従来の脱ガス方法は、反応により急速に大量発生するガスの除去に適用できるものはなかった。この為、従来は、副生ガスの発生を伴う金属微粒子の製造は、１つのタンクで各工程を順次行う、いわゆるバッチ処理により製造せざるを得なかった。この結果、金属微粒子の粒子サイズの微小化が難しく、またバッチごとに製造される金属微粒子の分散性にバラツキがあり、一定の品質の金属微粒子を安定的に製造できないという問題がある。

このような背景から、反応に伴って発生する副生ガスを、反応液の流れを不安定化させることなく脱ガスすることのできる気液分離方法及び装置が要望されている。この要望を満足する気液分離装置は、上記した金属微粒子の連続製造を可能にすると共に、製造される金属微粒子の粒子サイズや単分散性を改善でき、極めて有効である。

本発明は係る事情に鑑みてなされたもので、反応に伴って発生する副生ガスを、反応液の流れを不安定化させることなく脱ガスすることのできる気液分離方法及び装置を提供することを目的とする。

本発明の請求項１は前記目的を達成するために、反応に伴って発生する副生ガスを反応液から連続的に脱ガスする気液分離方法において、前記反応液が流れる配管途中に前記反応液に旋回流を発生させる旋回流発生槽を設けて該旋回流発生槽を反応液が通過するときに旋回流によって生じる遠心力によって前記反応液中の副生ガスを遠心分離させると共に、前記旋回流発生槽内の圧力が一定になるように前記旋回流発生槽内の圧力を制御することを特徴とする。

請求項１の発明によれば、旋回流発生槽内で反応液に旋回流を発生させることによって反応液に遠心力が作用する。この遠心力により、比重の重い反応液（液体）は旋回流発生槽内の外周部に集まろうとし、比重の軽い副生ガス（気体）は旋回流発生槽内の中心部に集まろうとするので、反応液は旋回流発生槽の内周壁に沿って旋回しながら下降し、旋回流発生槽の低部に溜まる。一方、比重の軽い副生ガスは旋回流発生槽内の真ん中に集まって上昇し、旋回流発生槽の上部に溜まる。これにより、旋回流発生槽内に流入した反応液から副生ガスを連続的且つ効率的に脱ガスすることができる。この脱ガスにおいて、脱ガスされた副生ガスによって旋回流発生槽内の圧力が変動すると、配管から旋回流発生槽内に流入する流入速度が変動して配管を流れる反応液の流れを不安定化させる。また、旋回流発生槽の低部に溜まった反応液は、旋回流発生槽内の圧力と旋回流発生槽の底部に連結される配管の流れ抵抗とのバランスにより配管へ排出される。従って、副生ガスによって旋回流発生槽内の圧力が変動すると旋回流発生槽内の液面レベルが変動して旋回流発生槽内での反応液の滞留時間を変動させるので、反応の均一化を阻害する要因になる。そこで、本発明では、旋回流発生槽内の圧力が一定になるように前記旋回流発生槽内の圧力を制御して、配管から旋回流発生槽内に流入する流入速度や液面レベルを一定にしたので、反応の均一化を図ることができる。

請求項２は請求項１において、前記反応液が前記旋回流発生槽に流入してから流出するまでの実質滞留時間は、反応に伴って発生する副生ガスを前記反応液から遠心分離するのに必要とする時間よりも長いことを特徴とする。これにより、旋回流発生槽において、反応液から副生ガスを確実に遠心分離することができる。

請求項３は請求項１又は２において、前記配管から旋回流発生槽内に流入する反応液の流速が前記配管を流れる反応液の流速の２倍以上であると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにすることを特徴とする。これは、旋回流発生槽内での脱ガスを促進するための反応液の流入速度と配管を流れる反応液の流速との関係を規定したもので、これにより反応液から副生ガスを効率的に脱ガスすることができる。

請求項４は請求項１〜３の何れか１において、前記旋回流発生槽内の空気を予め不活性ガスでパージしておくことを特徴とする。これにより、反応が空気中の酸素を嫌う反応である場合の反応不良を防止でき、発生する副生ガスが水素ガスのように酸素があると危険なガスである場合に危険防止できる。更には、旋回流発生槽内を不活性ガスでパージして旋回流発生槽内を予め好ましい設定圧力に設定してから反応液を旋回流発生槽内に流入させれば、運転開始時における旋回流発生槽内の圧力変動もなくすことができる。

請求項５は請求項１〜４の何れか１において、前記副生ガスを発生する反応は、還元剤を含有する第１の溶液と、周期律表の８、９、１０族から選ばれる２種類以上の金属イオンを含有する第２の溶液とを混合して反応させて金属微粒子を生成する反応であるものであることを特徴とする。

これは、本発明の気液分離方法を適用するのに好適な反応の一例であり、かかる第１の溶液と第２の溶液とを混合させる反応は、反応の進行に伴って水素ガスを副生ガスとして発生させる。従って、本発明を適用すれば、反応が進行する配管途中に設けた気液分離装置で反応液の流れを不安定化することなく連続的に脱ガスすることができる。

請求項６は前記目的を達成するために、反応に伴って発生する副生ガスを反応液から連続的に脱ガスする気液分離装置において、前記反応液が流れる配管途中に接続されると共に前記反応液に旋回流を発生させる旋回流発生槽と、前記旋回流発生槽内に流入する反応液の流速が前記配管を流れる反応液の流速の２倍以上であると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにする旋回流速度調整手段と、前記旋回流発生槽内の圧力を調整する圧力調整手段とを備え、比重の異なる反応液と副生ガスとを旋回流によって発生する遠心力を利用して連続的に脱ガスすることを特徴とする。

請求項６は、本発明を装置として構成したものである。

請求項７は請求項６において、前記圧力調整手段は、前記旋回流発生槽内の圧力を測定する圧力センサと、前記旋回流発生槽内に溜まった副生ガスを排出するバルブ付きのガス抜き管と、前記圧力センサの測定値に基づいて前記バルブを開閉する制御部とで構成され、前記バルブは１０ミリ秒以下の応答速度で開閉するバルブであることを特徴とする。

これは、旋回流発生槽内の圧力が所定圧力で一定になるように旋回流発生槽内の圧力を制御するのに好適な圧力調整手段の構成を示したもので、圧力調整手段のガス抜き管に設けるバルブとして１０ミリ秒以下の応答速度で開閉するバルブを設けたものである。これにより、旋回流発生槽内の圧力を高精度に制御することができるので、旋回流発生槽内で副生ガスを連続的に脱ガスしても旋回流発生槽の前後の配管において反応液の流れが不安定になることがない。より好ましいバルブの応答速度は５ミリ秒以下である。

請求項８は請求項６において、前記圧力調整手段は、前記旋回流発生槽内の圧力を測定する圧力センサと、旋回流発生槽内に溜まった副生ガスを排出するバルブ付きのガス抜き管と、前記圧力センサの測定値に基づいて前記バルブを開閉する制御部とで構成され、前記ガス抜き管に前記副生ガスの放出速度を遅くする抵抗体を設けたことを特徴とする。

これは、旋回流発生槽内の圧力が所定圧力で一定になるように旋回流発生槽内の圧力を制御するのに好適な圧力調整手段の別の態様を示したもので、ガス抜き管に前記副生ガスの放出速度を遅くする抵抗体を設けたものである。抵抗体としてはオリフィスやフィルタを使用することができる。これにより、旋回流発生槽内の圧力制御がし易くなり旋回流発生槽内の圧力を高精度に制御することができるので、旋回流発生槽で副生ガスを連続的に脱気しても旋回流発生槽の前後の配管において反応液の流れが不安定になることがない。

尚、圧力調整手段には、上記の１０ミリ秒以下の応答速度で開閉するバルブと上記の抵抗体の両方を備えるようにしてもよい。

請求項９は請求項６〜８において、前記旋回流発生槽に不活性ガスをパージするパージ手段を設けたことを特徴とする。これにより、請求項４で説明したように、反応が空気中の酸素を嫌う場合の反応不良の防止、発生する副生ガスが水素ガスのように酸素があると危険な場合の危険防止、更には運転開始時における旋回流発生槽内の圧力変動もなくすこともできる。

以上説明したように、本発明の気液分離方法及び装置によれば、反応に伴って発生する副生ガスを、反応液の流れを不安定化させることなく脱ガスすることができる。これにより、副生ガスの発生を伴う金属微粒子の連続製造を可能とし、しかも粒子サイズが小さく単分散性の良い一定品質の金属微粒子を安定的に製造することができる。

従って、製造する金属微粒子が磁気記録媒体の磁性層に含有する金属微粒子である場合には、磁気記録媒体の品質を向上させることができる。

以下、添付図面に従って、本発明に係る気液分離方法及び装置の好ましい実施態様について説明する。

図１は本発明の気液分離装置を、金属微粒子を連続製造する連続製造装置に組み込んだ一例である。

図１に示すように、金属微粒子の連続製造装置１０は、主として、副生ガスの発生を伴う反応を行うための第１及び第２の溶液を連続的に供給混合する混合装置１２と、前記反応で生成された金属微粒子を含む反応液ＬＭを回収する回収タンク２３と、混合装置１２と回収タンクとを繋ぐ配管１４の途中に設けられ、反応の進行に伴って発生する副生ガスを連続的に脱ガスする気液分離装置１６とで構成される。

上記した構成の金属微粒子の連続製造装置１０は、液相反応法（液液反応）において、反応の進行に伴って副生ガスを連続的に発生させる反応であれば適用可能であるが、例えば、磁気記録媒体の磁性層に含有する金属微粒子の連続製造に好適に使用することができ、この例で以下に説明する。

第１の溶液Ｌ１としては、還元剤溶液を好適に使用することができる。第２の溶液Ｌ２としては、周期律表の８、９、１０族から選ばれる２種類以上の金属イオンを含有する溶液を好適に使用することができ、Ｆｅ，Ｐｔ，Ｃｏ，Ｎｉ，Ｐｄの金属イオンが好ましい。

また、液相反応法の中でも金属微粒子の粒子サイズを制御し易い逆ミセル法が好ましく、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２を界面活性剤を含有する非水溶性有機溶媒を使用して逆ミセル溶液として調製することが好ましい。使用する界面活性剤としては油溶性界面活性剤が用いられる。具体的には、スルホン酸塩型（例えば、エーロゾルＯＴ（和光純薬製）、４級アンモニウム塩型（例えば、セチルトリメチルアンモニウムブロマイド）、エーテル型（例えば、ペンタエチレングリコールドデシルエーテル）等が挙げられる。また、界面活性剤を溶解する非水溶性有機溶媒として好ましいものは、アルカン、エーテル及びアルコール等が挙げられる。アルカンとしては、炭素数７〜１２のアルカン類であることが好ましい。具体的には、ヘプタン、オクタン、イソオクタン、ノナン、デカン、ウンデカン、ドデカン等が好ましい。エーテルとしては、ジエチルエーテル、ジプロピルエーテル、ジブチルエーテル等が好ましい。アルコールとしては、エトキシエタノール、エトキシプロパノール等が好ましい。また、還元剤溶液中の還元剤としては、アルコール類；ポリアルコール類；Ｈ₂ ；ＨＣＨＯ、Ｓ₂ Ｏ₆ ^2-、Ｈ₂ ＰＯ_2-、ＢＨ_4-、Ｎ₂ Ｈ₅₊、Ｈ₂ ＰＯ_3-等を含む化合物を単独で使用することができるが、２種以上を併用することが好ましい。

第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２は、混合装置１２の近傍に配設された第１の調製タンク２２と第２の調製タンク２４とで別々に調製される。即ち、第１の調製タンク２２では、界面活性剤を含有する非水溶性有機溶媒と還元剤水溶液とを攪拌機２２ａで混合し、第１の溶液Ｌ１の逆ミセル溶液を調製する。第２の調製タンク２４では、界面活性剤を含有する非水溶性有機溶媒と周期律表の８、９、１０族から選ばれる２種類以上の金属イオンを含有する金属塩水溶液とを攪拌機２４ａで混合して第２の溶液Ｌ２の逆ミセル溶液を調製する。また、第１の調製タンク２２と第２の調製タンク２４のそれぞれの外周には、加熱ジャケット２７、２７が設けられ、反応を行う適切な温度まで加熱される。

第１及び第２の調製タンク２２、２４で調製された第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２は、それぞれの供給配管２６、２８を介して混合装置１２に供給ポンプ２９、２９で供給される。混合装置１２では、この２つの溶液Ｌ１、Ｌ２を瞬時に混合して混合装置１２から速やかに排出し、配管１４を流れて気液分離装置１６に送液される。かかる配管１４内で反応が進行し、反応の進行に伴って副生ガスが連続的に発生する。このように、化学反応のための溶液同士の混合を混合装置で行い、反応進行を混合装置１２に接続された配管１４内で行うフロー系反応の場合には、反応の進行に伴って連続的に発生する副生ガスを安定的に脱ガスすることで配管１４を流れる反応液の流れを安定化し、反応の安定化及び均一化を図ることが非常に重要になる。この反応の安定化及び均一化により、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子を形成できる。気液分離装置１６では、反応の進行に伴って連続的に発生する副生ガスの連続的且つ効率的に脱ガスしながら金属微粒子形成反応を終了させる。この場合、反応の進行に伴って連続的に発生する副生ガスを気液分離装置１６で確実に脱ガスするには、配管１４の長さは混合装置１２での混合により開始された反応が回収タンク２３に到達するまでに終了するのに十分な長さであることが必要であり、更には気液分離装置１６に到達するまでに反応が終了する長さであることがより好ましい。

図２はサイクロン方式の気液分離装置１６の斜視図、図３は（Ａ）は気液分離装置１６の縦方向断面図、図３（Ｂ）は横方向断面図である。図２及び図３に示すように、気液分離装置１６は、主として、配管１４途中に接続されると共に反応液ＬＭに旋回流を発生させる旋回流発生槽１３０と、配管１４から旋回流発生槽１３０内に流入する反応液ＬＭの流入速度を配管１４を流れる反応液ＬＭの流速よりも増大させる旋回流速度調整手段１３２と、旋回流発生槽１３０内の圧力を調整する圧力調整手段１２０とで構成される。

旋回流発生槽１３０には、その上部壁面の接線方向に流入管１３６が設けられ、フランジ１５を介して配管１４に接続されると共に、流入管１３６の内部に旋回流速度調整手段１３２が設けられる。旋回流速度調整手段１３２は流入管１３６の内径を配管１４の内径よりも絞るオリフィス等の絞り部材１３２Ａを好適に使用することができる。この絞り部材１３２Ａは、流入管１３６から旋回流発生槽１３０内に流入する反応液ＬＭの流入速度が流入管１３６に繋がれた配管１４を流れる反応液ＬＭの流速の２倍以上になるようにすると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにすることができるものであることが好ましい。また、旋回流発生槽１３０の上面板を貫通して旋回流発生槽１３０と同芯軸となるように筒状のガス抜き筒１３８が設けられ、反応液ＬＭから脱ガスされた副生ガスはガス抜き筒１３８を通って排出される。

圧力調整手段１２０は、主として、旋回流発生槽１３０内の圧力を測定する圧力センサ１２２と、旋回流発生槽１３０内の上部に溜まった副生ガスをガス抜き筒１３８を介して排出するバルブ１２４付きのガス抜き管１２６と、圧力センサ１２２の測定値に基づいてバルブ１２４を開閉する制御部１２８とで構成される。そして、圧力調整手段１２０により旋回流発生槽１３０内の圧力が一定になるように制御する。これにより、流入管１３６から旋回流発生槽１３０内に流入する反応液ＬＭの流入速度を安定させ、流入管１３６に接続される配管１４内を流れる反応液ＬＭの流れを安定化させる。また、旋回流発生槽１３０の低部に溜まった反応液ＬＭは、旋回流発生槽１３０内の圧力と旋回流発生槽１３０の底部に連結された配管１４の流れ抵抗とのバランスにより配管１４へ排出される。従って、旋回流発生槽１３０内に流入する流入量と旋回流発生槽１３０内から排出される排出量がバランスするように、旋回流発生槽１３０内の圧力を一定に制御するとよい。旋回流発生槽１３０内の圧力を一定にすれば、旋回流発生槽１３０内の液面レベルが変動しないので、旋回流発生槽１３０内での反応液ＬＭの滞留時間が一定になる。これにより、流入量と排出量が安定し、旋回流発生槽１３０内での反応液ＬＭの滞留時間を一定にすることができるので、第１混合装置１２から回収タンク２３まで反応液ＬＭが流れる所要時間が一定になり、反応の均一化が図られる。また、図３のように、旋回流発生槽１３０に繋がる配管１４にポンプ２０を有する場合には、旋回流発生槽１３０内に流入する流入量と同じ量だけ引き抜くようにすれば、更に精度良く旋回流発生槽１３０内の液面レベルを一定にすることができる。

旋回流発生槽１３０内の圧力を精度良く一定に制御するために、バルブ１２４は１０ミリ秒以下、より好ましくは５ミリ秒以下のレベルの応答速度で開閉するバルブを使用することが好ましい。５ミリ秒以下のレベルの応答速度で開閉するバルブとしては、サーボバルブを使用することができる。また、バルブの応答速度が１０ミリ秒を超える場合には、バルブ１２４を含めたガス抜き管１２６内のどこかに副生ガスの放出速度を遅くする抵抗体（図示せず）を設け、圧力制御をし易くすることが好ましい。

また、旋回流発生槽１３０には例えば窒素ガス等の不活性ガスを旋回流発生槽１３０にパージするためのバルブ１１７Ａ付きパージ配管１１７が接続される。このパージ配管１１７は、反応が空気中の酸素を嫌う反応であったり、反応に伴って発生する副生ガスが水素ガスのように酸素があると危険なガスの場合には、パージ配管１１７から旋回流発生槽１３０に不活性ガスをパージして旋回流発生槽１３０内の空気を不活性ガスで置換する。更には、旋回流発生槽１３０内を不活性ガスでパージして旋回流発生槽１３０内を予め好ましい設定圧力に設定してから反応液ＬＭを旋回流発生槽１３０内に流入させれば、運転開始時における旋回流発生槽１３０内の圧力変動もなくすことができる。旋回流発生槽１３０内を予めどの程度の設定圧力にしておくかは、事前試験等により決めておくとよい。

上記の如く構成されたサイクロン方式の気液分離装置１６では、流入管１３６の絞り部材１３２Ａを通って旋回流発生槽１３０内に圧入された反応液ＬＭは、旋回流発生槽１３０の内周壁に沿って下降する旋回流を生じ、反応液ＬＭに遠心力を付与する。この遠心力によって反応液ＬＭよりも比重の小さな副生ガスは脱ガスされて旋回流発生槽１３０内の上部に溜まると共に、脱ガスされた反応液ＬＭは旋回流発生槽１３０内の底部に溜まる。旋回流発生槽１３０内の底部に溜まった反応液ＬＭは、旋回流発生槽１３０内の圧力と配管１４の流れ抵抗とのバランスにより連続的に排出される。図２、図３のように、配管１４にポンプ２０を設ける場合には、旋回流発生槽１３０内に流入する反応液ＬＭの流入量と同じ量だけ連続的に引き抜くようにするとよい。これにより、反応液ＬＭの流れを不安定化させることなく、反応に伴って発生する副生ガスを反応液ＬＭから連続的に脱ガスすることができる。

従って、サイクロン方式の気液分離装置１６を第１の混合装置１２と回収タンク２３とを結ぶ配管１４の途中に設けるだけで簡単に金属微粒子の連続製造装置１０を構成することができる。また、流入管１３６から旋回流発生槽１３０内に流入させる反応液ＬＭの流速を配管１４内の流速の２倍以上で、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにすることで、気液分離を促進することができるので、反応液ＬＭから副生ガスを連続的且つ効率的に脱ガスすることができる。また、旋回流発生１３０槽内の圧力を一定に保って流入管１３６から旋回流発生槽１３０内へ流入する流入速度を安定化させると共に、旋回流発生槽１３０内の底部に溜まった脱ガス後の反応液ＬＭを、流入した流入量と同じ量だけ引き抜くようにしたので、サイクロン方式の気液分離装置１６の前後の配管１４において、配管１４内を流れる反応液ＬＭの流れを安定化することができる。

図４は、サイクロン方式の気液分離装置１６の変形例である。

図４に示すように、旋回流発生槽１３０内には、反応液ＬＭを調製する際に使用した溶媒が流入管１３６位置の上方に気液界面１３１を形成するように貯留される。これにより、配管１４を介して混合装置１２、気液分離装置１６、回収タンク２３を繋ぐ連続的な液相が形成される。この溶媒が貯留された旋回流発生槽１３０内に流入管１３６から反応液ＬＭを吐出する。吐出する反応液ＬＭの流速は、上記したように、配管１４を流れる反応液ＬＭの流速の２倍以上になるようにすると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにする。これにより、旋回流発生槽１３０内の溶媒に旋回流が形成される。この場合にも、旋回流発生槽１３０内で反応液ＬＭに旋回流を発生させることによって反応液ＬＭに遠心力が作用する。この遠心力により、配管１４を流れる間に反応して生成された反応液ＬＭ中の金属微粒子は比重が重いので旋回流発生槽１３０内の外周部に集まろうとし、比重の軽い副生ガス（気体）は旋回流発生槽１３０内の中心部に集まろうとする。これにより、反応液ＬＭに含まれる金属微粒子は旋回流発生槽１３０の内周壁に沿って旋回しながら溶媒中を下降する。一方、比重の軽い副生ガスは旋回流発生槽１３０内の真ん中に集まって上昇し、旋回流発生槽１３０の上部に溜まる。これにより、旋回流発生槽１３０内に流入した反応液ＬＭから副生ガスを連続的且つ効率的に脱ガスすることができる。更には、金属微粒子を含む反応液ＬＭが旋回流発生槽１３０内の溶媒中に吐出されることで希釈されるので、粒子サイズの一層細かな金属微粒子が形成され易くなる。そして、旋回流発生槽１３０内の底部に下降し溶媒中に懸濁した状態の金属微粒子は、旋回流発生槽１３０内の溶媒と共に配管１４に排出される。この場合にも、旋回流発生槽１３０内のヘッドスペース部１３０Ａの圧力を一定にすることが重要であり、図４のように、配管１４にポンプ２０を設ければ更に良い。

次に、図１の金属微粒子の連続製造装置１０に使用する混合装置１２として好適な装置の構造について説明する。

本発明で使用する混合装置は、混合場で瞬時に混合でき且つ混合により反応する反応液を混合場に滞留させることなく速やかに排出できるものが、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子を形成する上で好ましく、高速攪拌混合方式、微小ギャップ混合方式、高圧混合方式の混合装置を好適に使用することができる。

(1) 高速攪拌混合方式
図５は、高速攪拌混合方式の混合装置１２の断面図である。

図５に示すように、混合装置１２は、円筒容器状に形成されると共に滞留時間が１０秒以下の狭小な混合器３０内に高速攪拌機３２が設けられる。高速攪拌機３２は、垂直な回転軸３４の上部が混合器３０の蓋板３６に軸受３８を介して回転自在に支持されると共に、回転軸３４の上端に図示しない台座に固定されたモータ４０が連結される。また、回転軸３４の下端部には、上下２段のエッジタービー型の攪拌羽根４２、４２が液中に水没するように設けられる。攪拌羽根４２同士の間隔は、攪拌羽根４２の直径をｄとした場合に１．０ｄ〜０．５ｄの範囲にするのが好ましい。また、攪拌羽根４２の直径ｄに対して混合器３０の内径ＤをＤ＝１．７ｄ〜３．７ｄの範囲にするのが好ましい。更には、混合器３０の静止液深さを２ｄ〜３ｄの範囲にするのが好ましい。尚、図５では、攪拌羽根４２の種類として、エッジタービー型で示したが、ディゾルバー型、櫂型、プロペラ型、フラット円板型等を使用でき、更にはタービン、ディスクタービン型等も使用できる。何れの攪拌羽根４２を使用した場合でも、攪拌羽根４２の先端での周速度が５ｍ／秒以上になるように、更に好ましくは１０ｍ／秒以上になるように高速攪拌機３２を構成する。

混合器３０の外周には、水やオイル等の熱容量が比較的大きな熱媒体が流れるジャケット４４が巻回され、ジャケット４４の熱媒体流入口４４Ａと熱媒体流出口４４Ｂとが図示しない熱媒体供給装置に接続される。そして、前記した第１の調製タンク２２から第１の溶液Ｌ１が供給配管２６を介して供給され、第２の調製タンク２４から第２の溶液Ｌ２が供給配管２８を介して供給される。この場合、それぞれの供給配管２６、２８の先端は混合器３０の蓋板３６を貫通して高速攪拌機３２の回転軸３４に沿って液面近傍まで延ばされることが好ましい。また、混合器３０の底板３０Ａには、反応液ＬＭの排出管４６が連結され、排出管４６にバルブ４８が設けられる。

上記の如く構成された高速攪拌混合方式の混合装置１２によれば、第１の調製タンク２２で調製した第１の溶液Ｌ１を、供給配管２６を介して混合器３０に所定量供給したら、高速攪拌機３２を駆動して攪拌羽根４２を、該攪拌羽根４２の先端での周速度が５ｍ／秒以上になるように、好ましくは１０ｍ／秒以上になるように高速攪拌する。次いで、第２の調製タンク２４から第２の溶液Ｌ２を供給配管２８を介して混合器３０内の第１の溶液Ｌ１に添加する。この場合、溶液Ｌ１、Ｌ２の温度及び混合器３０内の温度は、結晶構造の金属微粒子を形成する初期反応に適した所定温度に設定される。これにより、適切な混合反応温度条件下で、混合器３０内の第１の溶液Ｌ１には、回転軸３４を中心として液面から液中に液を巻き込むＶカット状の極めて強い旋回流が発生するので、回転軸３４の近傍に添加された第２の溶液Ｌ２は、このＶカット状の旋回流によって第１の溶液Ｌ１に瞬時に巻き込まれ、混合器３０内の第１の溶液Ｌ１全体に均一に分散される。混合器３０内で混合して反応した反応液ＬＭは排出管４６から直ちに排出される。混合器３０内での滞留時間は１０秒以下であることが好ましい。これにより、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子が形成される。尚、第２の溶液Ｌ２を混合器３０に入れておいて、第１の溶液Ｌ１を添加するようにしてもよい。

図６は、高速攪拌混合方式の混合装置１２の別態様を示したものである。即ち滞留時間が１０秒以下の狭小な混合器５５は連通口５０を有する仕切板５２で２つの混合室５４、５６に仕切られる。それぞれの混合室５４、５６には、攪拌羽根５８、６０を設けられ、モータ５９、６１により攪拌羽根５８、６０の先端での周速度が５ｍ／秒以上になるように、好ましくは１０ｍ／秒以上になるように高速攪拌される。この混合装置１２では、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２が先ず一方の混合室５４に供給されて攪拌羽根５８で高速攪拌混合された後、連通口５０からもう一方の混合室５６に流入して更に攪拌羽根６０で高速攪拌混合されてから排出される。図６の高速攪拌混合方式の混合装置１２の場合、混合された液は各混合室５４、５６に滞留することなく速やかに移動するので、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２を瞬時に混合し、反応液を速やかに排出することができる。これにより、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子が形成される。

尚、高速攪拌法を実施する混合装置１２は、図５や図６の混合装置に限定されるものではなく、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２を混合器３０内に供給して液相反応法により混合反応させることができ、且つ攪拌羽根４２の先端における周速度が５ｍ／秒以上になるようにすることができる構造のものであればよい。

(2) 微小ギャップ混合方式
図７は、微小ギャップ混合方式の混合装置１２の断面図である。

図７に示すように、混合装置１２は、上下が密閉された円筒容器状の縦型の混合器６２内に該混合器６２の内径よりも僅かに直径が小さな円柱状の回転ドラム６４が設けられる。回転ドラム６４には、その回転中心Ｓに沿って垂直な回転軸６６が設けられ、回転軸６６の上部と下部とが混合器６２の天板６２Ａと底板６２Ｂとに軸受６８、６８を介して回転自在に支持される。また、回転軸６６の上端には、図示しない台座に固定されたモータ７０が連結される。

混合器６２の内壁周面と回転ドラム６４の外周面との間には、環状な微小間隙７２（微小ギャップ）が形成される。この微小間隙７２は、回転ドラム６４の回転中心Ｓから先端までの距離Ｄ₁ を１としたときに回転ドラム６４の回転中心Ｓからの距離が最も近い混合器６２の内壁までの距離Ｄ₂ が１．００１〜１．２００の範囲に設定することにより形成される。また、混合器６２の下端部両側面には、第１の溶液Ｌ１の供給口７４と第２の溶液Ｌ２の供給口７６が形成され、それぞれの供給口７４、７６がそれぞれ供給配管２６、２８に連結される。また、混合器６２の上端部側面には、反応液ＬＭの排出口７５が形成され、配管１４に接続される。混合器６２の外周には、水やオイル等の熱容量が比較的大きな熱媒体が流れるジャケット７８が巻回される。

上記の如く構成された微小ギャップ混合方式の混合装置１２によれば、適切な混合反応温度条件下で、回転ドラム６４をその先端（先端周面位置）での周速度が５ｍ／秒以上、好ましくは１０ｍ／秒以上になるように超高速で回転させた状態で、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とが混合器６２の微小間隙７２内に送り込まれる。微小間隙７２内に送り込まれた溶液Ｌ１、Ｌ２は、固定された混合器６２の内壁周面と超高速で回転する回転ドラム６４の外周面とによって均一な剪断力を受けながら微小間隙７２内を混合器６２の下端から上端に向けて螺旋状に移動しながら排出口７５へ達し、配管１４に排出される。これにより、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２を、微小間隙７２において瞬時に且つ効率的に混合させることができるので、微小サイズで単分散性に優れた金属微粒子が形成される。この場合、上記した距離Ｄ₂ が１．００１未満で小さ過ぎると、混合器６２の内壁周面や回転ドラム６４の外周面での表面粗さの影響で剪断力が不均一になり、形成される金属微粒子の単分散性が悪くなり易い。また、距離Ｄ₂ が１．２００を超えて大き過ぎると、溶液Ｌ１、Ｌ２に付与される剪断力が小さくなり、形成される金属微粒子粒子サイズが大きくなり易いと共に単分散性も悪くなり易い。

図８は微小ギャップ混合方式の混合装置１２の別態様を示した断面図であり、図７と同じ部材には同符号を付して説明する。

図８に示すように、混合装置１２は、回転ドラム６４の外径に対して混合器６２の内壁径を混合器６２の下端から上端にいくに従って小さくなるようにし、微小間隙７２が混合器６２の下端から上端にいくに従って狭くなるようにしたものである。かかる混合装置１２によれば、微小間隙７２内に供給された第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２は、混合器６２の下端から上端に移動するに従って流速が速くなるので、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２に付与される剪断力を徐々に大きくすることができる。これにより、微小サイズで単分散性に優れた金属微粒子を形成することができる。この場合の回転ドラム６４の中心から先端までの距離Ｄ₁ 及び回転ドラム６４の回転中心Ｓからの距離が最も近い混合器６２の内壁までの距離Ｄ₂ は、図８に示したように、混合器６２の上端位置の寸法となる。

図９は微小ギャップ混合方式の混合装置１２の更に別態様を示した断面図であり、図７と同じ部材には同符号を付して説明する。

図９に示すように、混合装置１２は、回転ドラム６４の代わりに、ディスク状の複数のフラット円板８０、８０…を回転軸６６に所定間隔を有して軸方向に配設したものである。この場合には、フラット円板８０同士の距離はフラット円板８０の外周面と混合器６２の内壁周面とに形成される微小間隙７２と同等にすることが好ましい。これにより、粒子サイズの小さな単分散性に優れた金属微粒子を形成することができる。

尚、微小ギャップ混合方式の混合装置１２は、図７、図８、図９に限定されるものではなく、混合器６２の内壁と高速回転する攪拌部材６４、８０との間に形成された微小間隙７２を有する装置であって、該微小間隙７２を形成するために、攪拌部材６４、８０の回転中心Ｓから先端までの距離を１としたときに攪拌部材６４、８０の回転中心Ｓからの距離が最も近い内壁までの距離を１．００１〜１．２００の範囲に設定した装置を用い、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２を微小間隙７２に供給して混合させると共に、混合による反応液ＬＭを微小間隙７２から排出する構造のものであればよい。

(3) 高圧混合方式
高圧混合方式の種類は、ワンジェット型、Ｔ字型・Ｙ字型、ツージエット対向型を好適に使用することができる。

ａ）ワンジェット型
図１０は、ワンジェット型の混合装置１２の概念を示した断面図である。

図１０に示すように、混合装置１２は、第１及び第２の溶液Ｌ１と溶液Ｌ２とを混合して反応させる筒状の混合室８２（混合場）が形成された混合器８４の一端側開口に、第１の溶液Ｌ１を混合室８２に導入する第１の導管８６が接続されると共に、他端側開口に混合室８２で混合され反応する反応液の排出管８８が接続される。また、混合器８４の側面側で第１の導管８６の出口近傍に、第２の溶液Ｌ２を混合室８２に導入する第２の導管９０が接続される。第１の導管８６と第２の導管９０の先端内部には、それぞれ第１のオリフィス９２と第２のオリフィス９４が形成され、これにより、第１の導管８６と第２の導管９０には乱流の液体を噴射する第１のノズル９６と第２のノズル９８が形成される。図１０では、第１の導管８６から第１の溶液Ｌ１を導入し、第２の導管９０から第２の溶液Ｌ２を導入するようにしたが、両液を逆にすることができる。また、排出管８８の接続位置は、混合器８４の他端側近傍であれば、混合器８４の側面部に接続してもよい。

また、混合器８４の外周には、水やオイル等の熱容量が比較的大きな熱媒体が流れるジャケット１００が巻回され、ジャケットの熱媒体流入口１００Ａと熱媒体流出口１００Ｂとが図示しない熱媒体供給装置に接続される。混合反応温度は、第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２の種類等によって、初期反応に適した所定温度に適宜設定することが好ましい。

尚、複数種の金属原子の数だけ第１の溶液Ｌ１を調製し、これら複数の溶液と第２の溶液Ｌ２を混合させる場合には、これらの溶液のうちの１つを１ＭＰａ以上の高圧ジェット流とすればよい。従って、混合器８４の側面側に複数の第１の溶液Ｌ１を噴出するノズル位置を複数設けても良く、或いは１つのノズル位置から複数の第１の溶液Ｌ１を順番に噴出するようにしてもよい。従って、直進流の高圧ジェット流のノズルは基本的に１本であるが、直進流に対して直交する直交流のノズルは複数本あってもよい。

ブロック状のオリフィス材１０２に、第１及び第２のオリフィス９２、９４を穿設加工する方法としては、金属、セラミックス、ガラス等のオリフィス材１０２に１００μｍ程度の噴出孔を精密に開ける加工方法として公知のマイクロ切削加工、マイクロ研削加工、噴射加工、マイクロ放電加工、ＬＩＧＡ法、レーザー加工、ＳＰＭ加工等を好適に使用できる。

オリフィス材１０２の材質としては、加工性が良く、硬度がダイヤモンドに近い材質のものが好ましい。従って、ダイヤモンド以外の材質としては、種々の金属や金属合金に焼入れ、窒化処理、焼結処理等の硬化処理したものを好適に使用することができる。また、セラミックスも硬度が高く、ダイヤモンドよりも加工性が優れているので好適に使用できる。尚、本実施の形態では、第１のノズル９６及び第２のノズル９８の絞り構造としてオリフィスの例で説明するが、乱流の液体を噴射する機能を有するものであれば、オリフィスに限らず他の方法を用いることができる。

また、第１の導管８６と第２の導管９０には、図示しない加圧手段が設けられ、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とが第１及び第２ノズル９６、９８に加圧供給される。但し、第２のノズル９８から混合室８２に噴出する圧力は、第１のノズル９６から混合室８２に噴出する高圧ジェット流の圧力よりも小さくする。液体に高圧力をかける加圧手段としては、種々の手段が知られており何れの手段も使用可能であるが、比較的入手し易く安価な手段としてはプランジャーポンプや増圧ポンプのような往復ポンプを使用することが好ましい。また、往復ポンプほど高圧を発生することはできないが、ロータリポンプの中にも高圧発生型のものがあるので、このようなポンプを使用することもできる。

そして、第１のノズル９６から第１の溶液Ｌ１が１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で且つ混合室８２に流入する時のレイノルズ数が１００００以上の乱流として混合室８２に噴出され、第２のノズル９８から圧力が第１の溶液Ｌ１よりも低い第２の溶液Ｌ２が第１の溶液Ｌ１に対して略直交する直交流として混合室８２に噴出する。この場合、第２の溶液Ｌ２が第１の溶液Ｌ１に対して９０°の角度で完全に直交しなくても、直交する速度ベクトル成分を主成分とするものであればよい。これにより、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とを適切な混合反応温度条件下で瞬時に且つ効率的に混合し、反応した反応液ＬＭは排出管８８から直ちに排出される。この結果、微小サイズで単分散性のよい金属微粒子が形成される。

かかる混合反応は、図１１に模式的に示すように、乱流の高速な高圧ジェット流の第１の溶液Ｌ１に、第１の溶液Ｌ１に対して略直交方向から噴出される第２の溶液Ｌ２を同伴させるように巻き込むことにより、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とが混ざり合って発生する大きな渦粘性を利用することで高性能な混合効率を得るものであり、混合装置１２の上記した混合室８２、第１及び第２ノズル９６、９８、排出管８８は次の関係を有するように形成される。

即ち、混合室８２に渦粘性が形成されることが必要であり、混合室８２の筒径Ｄ₁ が第１のノズル９６のオリフィス径Ｄ₂ 、第２のノズル９８のオリフィス径Ｄ₃ よりも大径に形成される。特に直進流Ａである第１の溶液Ｌ１の作る渦粘性は混合効率を良くする上で重要であり、第１のノズル９６のオリフィス径Ｄ₂ に対する混合室８２の筒径Ｄ₁ の寸法比は、１．１倍〜５０倍の範囲が好ましく、更に好ましくは１．１倍〜２０倍の範囲である。また、直進流Ａに対して直交する直交流Ｂである第２の溶液Ｌ２が直進流Ａの溶液Ｌ１に巻き込まれ易くするためには、直交流Ｂの圧力を直進流Ａの圧力よりも低くして、噴出流速が直進流Ａの噴出流速以下になるようにすることが好ましい。具体的には直進流Ａの噴出流速に対する直交流Ｂの噴出流速の流速比は、０．０５倍〜０．４倍、更に好ましくは０．１倍〜０．３倍がよい。

また、直進流Ａが小径な第１のノズル９６からそれよりも大径な混合室８２に噴出されることにより形成される渦粘性Ｃが最大になる以前の位置で直交流Ｂを混合室８２に噴出させることが必要であり、第１のノズル９６と渦粘性Ｃの最大位置との間に第２のノズル９８を配置することが必要である。従って、渦粘性Ｃが最大になる位置を知る必要があるが、渦粘性Ｃが最大になる混合室８２の位置は、流動解析ソフトとして既に日本で市販されて流動解析ソフトとして良く知られているアールフロー社製の数値解析ソフト、Ｒ−Ｆｌｏｗを用いて予めシミュレーションを行うことによって把握することができる。この場合、図１１から分かるように、渦粘性Ｃが最大になる位置はピンポイントではなく領域を有するので、渦粘性Ｃの最大位置を渦粘性Ｃの略中心部であるポイントＰとすればよい。従って、ポイントＰ以前に第２のノズル９８を位置決めすればよいが、より好ましくは渦粘性Ｃの形成初期の段階で直交流Ｂを噴出できるように第２のノズル９８を位置決めするのが好ましい。

また、上記の数値解析ソフトで解析すると、渦粘性Ｃが出現する領域の中心ポイントＰは直進流Ａの流速と関係があり、直進流Ａの最大流速（通常は第１ノズル位置での流速）が１／１０に減少する位置に略相当する。従って、直進流Ａの最大流速が１／１０に減少する位置を計算して、そのポイント以前に直交流Ｂを噴出できるように第２のノズル９８を位置決めすれば、ポイントＰを計算する必要もない。

また、最大の渦粘性Ｃを混合室８２に形成するために必要な混合室８２の長さＬ（図１０参照）を確保する必要があるが、あまり長すぎると反応液ＬＭが混合室８２で滞留や逆流が生じ易くなり、金属微粒子の粒子サイズの微粒子化や単分散性に悪影響を及ぼす。従って、混合室８２の長さＬは第１のノズル９６から渦粘性Ｃの最大位置であるポイントＰまでの距離の２倍〜５倍が好ましく、更に好ましくは２倍〜３倍がよい。

更に、小径な第１のノズル９６や第２のノズル９８からそれよりも大径な混合室８２に高速流で液体が噴出されると、キャビテーションを起こし易く、このキャビテーションにより混合室８２に気液界面が形成されて混合効率を低下させる。従って、渦粘性Ｃを利用して混合効率を上げるためには、混合室８２に気液界面が形成されないようにすることが必要である。従って、図１０のように、排出管８８の口径Ｄ₄ を第３のオリフィス１０４で絞って混合室８２の筒径Ｄ₁ よりも小さくし、混合室８２の圧力を上げた状態で混合することが必要である。これにより、キャビテーションを解消できるので、混合効率が一層向上する。尚、排出管８８内の混合に寄与しない部分での滞留時間を極力短くする為、混合室８２内の出口を絞ると共に、少なくとも混合室８２の筒径Ｄ₁ よりも小さな内径の排出管８８を極力短くして配管１４に接続するとよい。

また、第１のノズル９６から混合室８２へ噴出される噴出流形状は第１のノズル９６に設けた第１のオリフィス９２により規制され、この噴出流形状は混合性能に影響する。従って、混合反応の目的に応じて、糸線状、円錐状、スリット状、扇状等の噴出流形状を形成する第１のオリフィス９２を適宜使用することが好ましい。例えば、ミリ秒オーダーの非常に反応速度の速い反応の場合には、瞬時にできるだけ狭い範囲で渦粘性Ｃが最大になるように直進流Ａと直交流Ｂを噴出させることが必要であり、糸線状の噴出流形状を形成する第１のオリフィス９２が好ましい。また、反応速度が比較的遅い場合には、できるだけ広い範囲で渦粘性Ｃが最大になるように直進流Ａと直交流Ｂを噴出させて、直進流Ａが作る同伴界面積を増やす方がよく、この場合には薄膜な噴出流形状を形成する第１のオリフィス９２が好ましい。また、ミリ秒オーダーの非常に反応速度と比較的遅い反応速度との中間的な反応速度の場合には、円錐状の噴出流形状を形成する第１のオリフィス９２が好ましい。

図１２〜図１５は糸線状、円錐状、スリット状、扇状の各噴出流形状を形成するための第１のオリフィス９２を図示したものであり、それぞれの図における（ａ）はオリフィスを先端側から見た図、（ｂ）はオリフィスの縦断面図、（ｃ）はオリフィスの横断面図である。

図１２は、糸線状の直進流Ａを混合室８２に噴出するための第１のオリフィス９２であり糸線状に形成される。図１３は、円錐状の直進流Ａを混合室８２に噴出するための第１のオリフィス９２であり、先端部が開いたラッパ管状に形成される。図１４は、薄膜の直進流Ａを混合室８２に噴出するための第１のオリフィス９２であり矩形なスリット状に形成される。図１５は、扇状な薄膜の直進流Ａを混合室８２に噴出するための第１のオリフィス９２であり、先端部が扇状に拡径して形成される。

尚、ワンジェット混合方式の混合装置１２は上述した図１０に限定するものではなく、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とをそれぞれのノズルから該ノズルの口径よりも大径な混合場に噴出して混合反応させると共に混合反応液を前記混合場の径よりも小径な排出口から排出する静的混合装置を使用し、溶液Ｌ１と溶液Ｌ２の少なくとも一つの溶液を１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で且つ混合場に流入する時のレイノルズ数が１００００以上の乱流として混合場に噴出し、該高圧ジェット流が流れ方向に対して形成する渦粘性が最大になる以前の位置に、残りの溶液を前記高圧ジェット流よりも低い圧力で添加することのできるものであればよい。

ｂ）Ｔ字型・Ｙ字型
図１６及び図１７は、Ｔ字型・Ｙ字型の混合装置１２の断面図であり、図１６はＴ字管、図１７はＹ字管の場合である。

図１６及び図１７に示すように、Ｔ字管やＹ字管のような非常に細い配管の交点（混合場）で、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とを１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で衝突させることにより両液を瞬時に混合させ、反応した反応液を排出管から短時間で排出する。即ち、第１の添加配管１０６から第１の溶液Ｌ１を１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で混合場１０８に噴出させると共に、第２の添加配管１１０から第２の溶液Ｌ２を１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で混合場１０８に噴出させて両溶液を衝突させる。衝突によるエネルギーで混合され、反応した反応液ＬＭを排出管１１２から短時間で排出する。尚、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２の圧力は１ＭＰａ以上であれば、同じでも異なっていてもよい。また、第１の添加配管１０６、第２の添加配管１１０、及び排出管１１２の外周にはジャケット１１４が巻回され、混合場１０８における第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２との混合反応温度が制御される。尚、図１６、図１７の符号１１４Ａはジャケット１１４の熱媒体入口であり、符号１１４Ｂは熱媒体出口である。

これにより、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とは適切な混合反応温度条件下で瞬時に且つ効率的に混合して反応し、反応液が直ちに排出管１１２から排出されるので、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子を形成することができる。

ｃ）ツージエット対向型
図１８は、Ｔ字型に渦粘性の概念を加味した混合法であり、図１０と同じ部材には同符号を付して説明する。この混合法は、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２を対向する方向から１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で、該Ｌ１溶液とＬ２溶液を噴出するノズル径よりも大径な混合室８２（混合場）に噴出して衝突させ、両溶液に発生する渦粘性を利用して混合し、反応液ＬＭを混合室８２の径よりも小径な排出管８８から排出するものである。

図１８の混合装置１２は、第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とを混合して反応させる筒状の混合室８２が形成された混合器８４の一端側開口に、第１の溶液Ｌ１を混合室８２に導入する第１の導管８６が接続されると共に、他端側開口に第２の溶液Ｌ２を混合室８２に導入する第２の導管９０が接続される。また、混合器８４の中央部開口には、混合室８２で混合されて反応した反応液ＬＭを該混合室８２から排出する排出管８８が接続される。

第１の導管８６と第２の導管９０の先端内部には、それぞれ第１のオリフィス９２と第２のオリフィス９４が設けられ、これにより、第１の導管８６と第２の導管９０には乱流の直進流Ａ₁ 、Ａ₂ を噴射する第１のノズル９６と第２のノズル９８が形成される。尚、本実施の形態では、第１のノズル９６から第１の溶液Ｌ１を噴出し、第２のノズル９８から第２の溶液Ｌ２を噴出する例で説明するが、逆にしてもよい。

また、混合器８４の外周にはジャケット１００が巻回され、図１０で説明したと同様に、混合器８４内における第１及び第２の溶液Ｌ１、Ｌ２との混合反応温度が制御される。

また、混合室８２の筒径Ｄ₁ 、第１のノズル９６のオリフィス径Ｄ₂ 、第２のノズル９８のオリフィス径Ｄ₃ 、及びこれらの寸法関係はワンジェット型と同様である。更に、第１及び第２のオリフィス９２、９４を形成する方法、オリフィス材１０２の材質、加圧手段もワンジェット型で説明したのと同様である。また、直進流Ａ₁ 、Ａ₂ の形状もワンジェット型で説明した糸線状、円錐状、スリット状、扇状の各噴出流形状を形成することができる。

そして、図１９に示すように、第１のノズル９６と第２のノズル９８から第１の溶液Ｌ１と第２の溶液Ｌ２とを１ＭＰａ以上の高圧ジェット流で混合室８２の一方端と他方端から噴出し、対向する乱流の直進流Ａ₁ 、Ａ₂ として混合室８２で衝突させる。この２本の直進流Ａ₁ 、Ａ₂ によって形成させる２つの渦粘性Ｃ、Ｄをオーバーラップさせることにより溶液Ｌ１と溶液Ｌ２とを適切な混合反応温度条件下で瞬時に混合され、反応した反応液ＬＭは排出管８８から直ちに排出される。これにより、微小サイズで単分散性の良い金属微粒子を形成することができる。

かかる混合反応は、対向する乱流の高速な２本の直進流Ａ₁ 、Ａ₂ によって混合室８２に形成されるそれぞれの渦粘性Ｃ、Ｄが最大になった時点で、重なる部分Ｅが極力大きくなるようにオーバーラップさせることで高性能な混合効率を得るものである。従って、直進流Ａ₁ 、Ａ₂ は、混合室８２に噴出直後で衝突することなく、且つ直進流Ａ₁ 、Ａ₂ によって混合室８２に形成される２つの渦粘性Ｃ、Ｄがオーバーラップする部分Ｅを極力大きくすることが好ましい。このためには、対向する第１のノズル９６と第２のノズル９８の離間距離Ｌ（図１８参照）を、換言すると混合場の長さを適切に設定することが好ましい。このように、第１のノズル９６と第２のノズル９８の離間距離Ｌを適切に設定することで、最大になった渦粘性Ｃ、Ｄ同士のオーバーラップする部分Ｅを確実に大きくすることができ、２つの渦粘性Ｃ、Ｄ同士を略完全にオーバーラップさせることも可能である。従って、渦粘性Ｃ、Ｄが最大になる位置を知る必要があるが、渦粘性Ｃ、Ｄが最大になる混合室８２の位置は、流動解析ソフトとして既に日本で市販されて流動解析ソフトとして良く知られているアールフロー社製の数値解析ソフト、Ｒ−Ｆｌｏｗを用いて予めシミュレーションすることで、第１のノズル９６から渦粘性Ｃまでの距離、及び第２のノズル９８から渦粘性Ｄまでの距離を把握することができる。この場合、図１９から分かるように、渦粘性Ｃ、Ｄが最大になる位置はピンポイントではなく領域を有する。従って、第１のノズル９６と第２のノズル９８の離間距離Ｌは、渦粘性Ｃ、Ｄの最大位置を渦粘性Ｃ、Ｄの略中心部であるポイントＰ₁ 、Ｐ₂ とし、ポイントＰ₁ とポイントＰ₂ とを一致させたときの第１のノズル９６からポイントＰ₁ までと第２のノズル９８からポイントＰ₂ までの合計値とすればよい。また、ポイントＰ₁ 、Ｐ₂ を把握する別の方法としては、上記の数値解析ソフトで解析すると、直進流Ａ₁ 、Ａ₂ による渦粘性Ｃ、Ｄが最大になるポイントＰ₁ 、Ｐ₂ は直進流Ａ₁ 、Ａ₂ の流速と関係があり、直進流Ａ₁ 、Ａ₂ の最大流速（通常は第１又は第２ノズル位置での流速）が１／１０に減少する位置に略相当する。従って、直進流Ａ₁ 、Ａ₂ の最大流速が１／１０に減少する位置を計算して、ポイントＰ₁ 、Ｐ₂ を把握してもよい。このように、渦粘性Ｃ、Ｄが最大になった位置で渦粘性Ｃ、Ｄ同士をオーバーラップさせることで、直進流Ａ₁ と直進流Ａ₂ の液液界面での接触効率を大きくして混合反応性能を向上させる効果の他に、直進流Ａ₁ と直進流Ａ₂ が衝突することによる液液摩擦に伴う発熱を抑制する効果もある。

以上説明した金属微粒子の製造装置１０では、反応液ＬＭが流れる配管１４の途中に本発明の気液分離装置１６を組み込むようにしたので、反応に伴って発生する副生ガスはサイクロン式の気液分離装置１６によって脱ガスされる。この気液分離装置１６での脱ガス中、旋回流発生槽１３０内の圧力が圧力調整手段１２０によって一定になるように制御されるので、旋回流発生槽１３０の前後の配管１４において反応液ＬＭの流れが不安定になることがない。

従って、本発明の気液分離装置１６は、副生ガスを発生する反応を反応液ＬＭの流れの中で行わせるフロー反応方式での脱ガスに好適であり、特に磁気記録媒体の磁性層に含有する金属微粒子の連続製造に本発明の気液分離装置１６を採用すれば、副生ガスの発生を伴う反応の均一化が可能となり、結果的に製造される金属微粒子の単分散性を良くすることができる。また、連続的に脱ガスすることで反応の平衡が反応促進側に進むと考えられるので、迅速な反応を可能とし、結果的に金属微粒子の微小化を図ることができる。また、反応のための液温制御を行う場合、副生ガスを連続処理の流れの中で効率的に除去することができるので、液温制御の精度を向上させることができ、結果的に製造される金属微粒子の微小化や単分散性の向上を図ることができる。

更には、本発明の気液分離装置１６を組み込むことで金属微粒子の連続製造を確立することができるので、従来のバッチ方式での製造のようにバッチごとに金属微粒子の品質にバラツキをなくすことができる。これにより、粒子サイズが小さく分散性の良い一定品質の金属微粒子を安定的に製造することができる。また、連続製造にしてフロー系反応を行うことで、反応液ＬＭが流れる配管全体を反応温度を制御する温度制御ラインとして使用できるので、従来のバッチ式の反応に比べて反応温度制御がし易くなる。

尚、本発明の金属微粒子の連続製造装置で行う反応が酸素を嫌う反応の場合には、第１及び第２の調製タンク内、及び回収タンク内にも窒素（Ｎ₂ ）等の不活性ガスをパージするパージ手段を設けるとよい。

（実施例１）
高純度の窒素ガス中で下記の操作を行った。

ＮａＢＨ₄ （和光純薬製）０．５０ｇをＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）１６ｍｌに溶解した還元剤水溶液に、エーロゾルＯＴ（和光純薬製）１０．８ｇとデカン（和光純薬製）８０ｍｌとオレイルアミン（東京化成製）２ｍｌとを混合したアルカン溶液を添加、混合して第１の溶液Ｌ１の逆ミセル溶液を調製した。

三シュウ酸三アンモニウム鉄（Ｆｅ（ＮＨ₄ ) ₃ （Ｃ₂ Ｏ₄ ) ₃ ）（和光純薬製）０．６０ｇと塩化白金酸カリウム（Ｋ₂ ＰｔＣｌ₄ ）（和光純薬製）０．５０ｇとを、Ｈ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）８ｍｌに溶解した金属塩水溶液に、エーロゾルＯＴ（和光純薬製）７．０ｇとデカン（和光純薬製）４０ｍｌとを混合したアルカン溶液を添加、混合して第２の溶液Ｌ２の逆ミセル溶液を調製した。

従来法による金属微粒子の製造方法では、バッチ式で１つのタンクで上記２つの逆ミセル溶液（Ｌ１、Ｌ２）を１０分間攪拌混合して反応させた。これにより、得られた金属微粒子を従来法サンプルと呼ぶ。

これに対し、本発明の気液分離装置１６を組み込んだ金属微粒子の連続製造方法では、逆ミセル溶液（Ｌ１）と逆ミセル溶液（Ｌ２）とを図４〜図１８の混合装置１２の何れかを用いて瞬時に混合した。混合終了と同時に混合装置１２から反応液ＬＭを取り出し、気液分離装置１６により副生ガスを除去しながら、１０分後に回収タンク２３に反応液ＬＭを回収した。これにより、得られた金属微粒子を本発明法サンプルと呼ぶ。

以下の操作は従来法及び本発明法ともに同様である。即ち、従来法サンプル及び本発明法サンプルともに、その後、マグネチックスターラで攪拌しながら、５０°Ｃに昇温して６０分間熟成した。次に、オレイン酸（和光純薬製）２ｍｌ添加、混合して室温まで冷却し、その後、大気中に取り出した。逆ミセルを破壊するため、Ｈ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）１００ｍｌとメタノール１００ｍｌとの混合液を添加して水相と油相とに分離した。油相側に金属ナノ粒子が分散した状態が得られた。油相側をＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）６００ｍｌとメタノール２００ｍｌとの混合液で５回洗浄した。その後、メタノールを１１００ｍｌ添加して金属ナノ粒子にフロキュレーションを起こさせて沈降させた。上澄み液を除去して、ヘプタン（和光純薬製）２０ｍｌを添加して再分散した後、メタノール１００ｍｌを添加して金属ナノ粒子を沈降させた。この処理を３回繰り返して、最後にオクタン（和光純薬製）５ｍｌを添加して、水と界面活性剤との質量比（水／界面活性剤）が２のＦｅＰｔの金属ナノ粒子分散液を得た。

得られた従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子について、収率、組成、体積平均粒径と粒径分布（変動係数）、及び保磁力の測定を行った。尚、組成及び収率は、ＩＣＰ分光分析（誘導結合高周波プラズマ分光分析）で測定し、体積及び平均粒径と粒径分布は、ＴＥＭ撮影した粒子を計測して統計処理により求めた。また、保磁力の測定は、東英工業製の高感度磁化ベクトル測定機と同社製のＤＡＴＡ処理装置を使用し、印加磁場７９０ｋＡ／ｍ（１０ｋＯｅ）の条件で行った。測定用金属ナノ粒子は、調製した金属ナノ粒子分散液から金属ナノ粒子を捕集し、十分に乾燥させ、電気炉において５５０°Ｃで３０分加熱後のものを使用して測定した。

実施例１における従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子の上記測定結果を表１に示す。

表１の結果から分かるように、本発明法の金属ナノ粒子は、従来法の金属ナノ粒子に比べて、微小サイズで且つ単分散性に優れた粒子が得られた。また、本発明法は従来法に比べて組成もＰｔの含有率が増加した。

（実施例２）
第１の溶液Ｌ１の逆ミセル溶液中のＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）を４０ｍｌとし、第２の溶液Ｌ２の逆ミセル溶液中のＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）を２０ｍｌとした以外は実施例１と同様にして、水と界面活性剤との質量比（水／界面活性剤）が５のＦｅＰｔの金属ナノ粒子分散液を得た。

得られた従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子について、実施例１と同様に、収率、組成、体積平均粒径と粒径分布（変動係数）、及び保磁力の測定を行った。これらの測定方法は実施例１と同様である。

実施例２における従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子の上記測定結果を表２に示す。

表２の結果から分かるように、水と界面活性剤との質量比（水／界面活性剤）を５にした場合にも、本発明法の金属ナノ粒子は、従来法の金属ナノ粒子に比べて、微小サイズで且つ単分散性に優れた粒子が得られた。また、本発明法は従来法に比べて組成もＰｔの含有率が増加した。

（実施例３）
第１の溶液Ｌ１の逆ミセル溶液中のＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）を６４ｍｌとし、第２の溶液Ｌ２の逆ミセル溶液中のＨ₂ Ｏ（溶存酸素が０．１ｍｇ／ｌ以下に脱酸素処理済み）を３２ｍｌとした以外は実施例１と同様にして、水と界面活性剤との質量比（水／界面活性剤）が８のＦｅＰｔの金属ナノ粒子分散液を得た。

得られた従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子について、実施例１と同様に、収率、組成、体積平均粒径と粒径分布（変動係数）、及び保磁力の測定を行った。これらの測定方法は実施例１と同様である。

実施例３における従来法の金属ナノ粒子と本発明法の金属ナノ粒子の上記測定結果を表３に示す。

表３の結果から分かるように、水と界面活性剤との質量比（水／界面活性剤）を８にした場合にも、本発明法の金属ナノ粒子は、従来法の金属ナノ粒子に比べて、微小サイズで且つ単分散性に優れた粒子が得られた。また、本発明法は従来法に比べて組成もＰｔの含有率が増加した。

本発明の気液分離装置を組み込んだ金属微粒子の連続製造装置の構成を示す概念図 本発明の気液分離装置を示す斜視図 本発明の気液分離装置の縦方向及び横方向の断面図 本発明の気液分離装置の変形例を示す断面図 高速攪拌混合方式の混合装置の断面図 高速攪拌混合方式の混合装置の別の態様を示す断面図 微小ギャップ方式の混合装置を示す断面図 微小ギャップ方式の混合装置の別の態様を示す断面図 微小ギャップ方式の混合装置の更に別の態様を示す断面図 ワンジェット型の高圧混合方式の混合装置を示す断面図 ワンジェット型の高圧混合方式の混合理論を説明する説明図 ワンジェット型の高圧混合方式の混合装置の第１のノズルの形状を説明する説明図 第１のノズルの別の形状を説明する説明図 第１のノズルの更に別の形状を説明する説明図 第１のノズルの他の形状を説明する説明図 Ｔ字型の高圧混合方式の混合装置を示す断面図 Ｙ字型の高圧混合方式の混合装置を示す断面図 ツージェット対向型の高圧混合方式の混合装置を示す断面図 ツージェット対向型の高圧混合方式の混合理論を説明する説明図

符号の説明

１０…金属微粒子の連続製造装置、１２…混合装置、１４…配管、１６…気液分離装置、２０…ポンプ、２２…第１の調製タンク、２３…回収タンク、２４…第２の調製タンク、２６、２８…供給配管、２７…ジャケット、２９…供給ポンプ、３０…混合器、３２…高速攪拌機、３４…回転軸、３６…蓋板、３８…軸受、４０…モータ、４２…攪拌羽根、４４…ジャケット、５０…連通口、５２…仕切板、５４、５６…混合室、５５…混合器、５８、６０…攪拌羽根、６２…混合器、６４…回転ドラム、６６…回転軸、６８…軸受、７０…モータ、７２…微小間隙、７４、７６…供給口、７５…排出口、７８…ジャケット、８０…フラット円板、８２…混合室、８４…混合器、８６…第１の導管、８８…排出管、９０…第２の導管、９２…第１のオリフィス、９４…第２のオリフィス、９６…第１のノズル、９８…第２のノズル、１００…ジャケット、１０２…オリフィス材、１０６…第１の添加配管、１０８…混合場、１１０…第２の添加配管、１１２…排出管、１１４…ジャケット、１１７…パージ配管、１２０…圧力調整手段、１２２…圧力センサ、１２４…バルブ、１２６…ガス抜き管、１３０…旋回流発生槽、１３２…旋回流速度調整手段、１３２Ａ…絞り部材、１３６…流入管、Ｌ１…第１の溶液、Ｌ２…第２の溶液、ＬＭ…反応液

Claims (9)

1. 反応に伴って発生する副生ガスを反応液から連続的に脱ガスする気液分離方法において、
   前記反応液が流れる配管途中に前記反応液に旋回流を発生させる旋回流発生槽を設けて該旋回流発生槽を反応液が通過するときに旋回流によって生じる遠心力によって前記反応液中の副生ガスを遠心分離させると共に、前記旋回流発生槽内の圧力が一定になるように前記旋回流発生槽内の圧力を制御することを特徴とする気液分離方法。
2. 前記反応液が前記旋回流発生槽に流入してから流出するまでの実質滞留時間は、反応に伴って発生する副生ガスを前記反応液から遠心分離するのに必要とする時間よりも長いことを特徴とする請求項１の気液分離方法。
3. 前記配管から旋回流発生槽内に流入する反応液の流速が前記配管を流れる反応液の流速の２倍以上であると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにすることを特徴とする請求項１又は２の気液分離方法。
4. 前記旋回流発生槽内の空気を予め不活性ガスでパージしておくことを特徴とする請求項１〜３の何れか１の気液分離方法。
5. 前記副生ガスを発生する反応は、還元剤を含有する第１の溶液と、周期律表の８、９、１０族から選ばれる２種類以上の金属イオンを含有する第２の溶液とを混合して反応させて金属微粒子を生成する反応であることを特徴とする請求項１〜４の何れか１の気液分離方法。
6. 反応に伴って発生する副生ガスを反応液から連続的に脱ガスする気液分離装置において、
   前記反応液が流れる配管途中に接続されると共に前記反応液に旋回流を発生させる旋回流発生槽と、
   前記旋回流発生槽内に流入する反応液の流速が前記配管を流れる反応液の流速の２倍以上であると共に、実際の流入速度が２ｍ／秒以上になるようにする旋回流速度調整手段と、
   前記旋回流発生槽内の圧力を調整する圧力調整手段とを備え、
   比重の異なる反応液と副生ガスとを旋回流によって発生する遠心力を利用して連続的に脱ガスすることを特徴とする気液分離装置。
7. 前記圧力調整手段は、前記旋回流発生槽内の圧力を測定する圧力センサと、前記旋回流発生槽内に溜まった副生ガスを排出するバルブ付きのガス抜き管と、前記圧力センサの測定値に基づいて前記バルブを開閉する制御部とで構成され、前記バルブは１０ミリ秒以下の応答速度で開閉するバルブであることを特徴とする請求項６の気液分離装置。
8. 前記圧力調整手段は、前記旋回流発生槽内の圧力を測定する圧力センサと、前記旋回流発生槽内に溜まった副生ガスを排出するバルブ付きのガス抜き管と、前記圧力センサの測定値に基づいて前記バルブを開閉する制御部とで構成され、前記ガス抜き管に前記副生ガスの放出速度を遅くする抵抗体を設けたことを特徴とする請求項６の気液分離装置。
9. 前記旋回流発生槽に不活性ガスをパージするパージ手段を設けたことを特徴とする請求項６〜８の何れか１の気液分離装置。

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