JPH0375609B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

この発明は、炉壁にハニカム形状のセラミツク
でなる燃焼部である固体加熱源を設けて燃料の節
約および処理能力の向上を図つた加熱炉に関す
る。 圧延工程における鋼材の加熱には、スラブ等の
角材の場合は第１図の縦断正面図に示すように、
スラブ１がテーブルローラ２の回転により移動す
る、ローラハース型連続加熱炉が、また丸形管棒
材の場合は第２図の縦断正面図に示すように、丸
形管棒材３がスキユーローラ４上を円周方向に回
転しながら移動するバレル形加熱炉が多く用いら
れ、炉内で燃料を燃焼させ、その燃焼熱で鋼材を
直接または間接に加熱する方法が一般的に行われ
ている。 上記加熱炉においては、例えば第１図のバーナ
５より生じる火炎６からの燃焼熱がスラブ１に伝
わるまでの伝熱機構としては次の４つがあり、 燃焼火炎からの輻射（Qr₁）：火炎から物体への
直接伝熱 炉壁面からの輻射（Qr₂）：火炎により加熱され
た炉壁面からの間接伝熱 炉内ガスからの輻射（Qr₃）：炉内ガスを介した
間接伝熱 対流伝熱（Qr₄）：対流による間接伝熱 上記各伝熱量の割合は第１表に示す如き割合で
あることが知られている。

【表】 ここで注目すべき点は、炉内で燃料を直接燃焼
させて加熱するにも拘らず、火炎からの直接伝熱
量は全体の５〜10％にしか過ぎず、炉壁からの固
体輻射伝熱量の割合が40〜60％と最も多くを占め
ていることである。 一般に、ガスおよび固体の輻射による伝熱量は
次式により求められる。 Q_G＝ε_G・E_G・A_GKcal／ｈ …… ここで、Q_G：発熱源から発する輻射伝熱量 A_G：発熱源の表面積 E_G：黒体の全輻射量 ε_G：ガスまたは固体の輻射率 通常、燃焼火炎におけるガス輻射率は0.2〜0.4
で固体輻射における固体輻射率の0.6〜0.8にくら
べて約1/2の値である。従つて上記式から、表
面積、黒体の全輻射量をガスと固体壁を同一とす
れば、固体壁の発する輻射伝熱量はガスの発する
輻射伝熱量にくらべて約２倍となる。前記第１表
に示した炉壁面からの間接伝熱が全体の40〜60％
を占める理由は上記によるものであるが、しかし
従来の加熱炉の場合は燃焼火炎が一旦炉壁に伝熱
され、さらに炉壁から被加熱物に伝熱するのであ
り、最初の炉壁への伝熱がガス輻射である関係上
この間の伝熱効率が低く、ために熱損失が極めて
大きいという問題がある。 また、このように炉壁面への伝熱がガス輻射で
あり輻射率が小さいため炉壁面の温度が低位に抑
えられ、ローラハース形加熱炉では1350℃程度、
バレル形加熱炉では1250〜1300℃が上限となつて
いる。固体からの熱輻射においては一般に、輻射
エネルギー量は加熱源の絶対温度の４乗に比例す
るので、上記の如く炉壁面温度が1250〜1350℃の
ような低位では、固体輻射率が大であつても全体
の輻射エネルギー量としては小さいものしか得ら
れず、従つて高温での被加熱物の急速加熱が行え
ず、処理能力の向上を図る点で難点があるという
問題がある。 最近、例えば連続鋳造装置で製造された温片ス
ラブ（約1000℃）を、電気誘導加熱により圧延に
適した温度（1150〜1250℃）にまで急速加熱を行
い処理能力の向上を図る方法が一部で行われてい
る。しかし、この電気誘導加熱は、誘導コイルの
形状にもよるが一般に、加熱効率が入力電力比
（KW／860Kcal）では40〜70％であり、発電効
率を見込んだKW／2450Kcalでは14〜25％であ
り、炉方式の加熱効率40〜60％にくらべて著しく
不経済であつてその上設備費用も嵩むので、一般
的に用いられるまでには至つていない。 本発明はかかる現状に鑑みてなされたもので、
従来の加熱炉における熱損失を可及的に低減して
燃料の節約を図るとともに急速加熱による処理能
力の向上を図り得る加熱炉の提供を目的とするも
のである。 本発明者は上述した輻射率の大きい固体輻射伝
達に着目して、これを最も有効に活用した加熱炉
を開発すべく種々実験研究を重ねた。その結果、
炉壁にハニカム（蜂の巣）形状のセラミツク（以
下ハニカムセラミツクという）の内部で燃料を燃
焼させ、ハニカムセラミツク表面を固体加熱源と
する輻射バーナを設けることによつて、固体輻射
による加熱が最も有効に活用され従来の問題点を
すべて解決し得ることを見出した。 すなわち、この加熱炉は第１に、多数の狭い空
間内でハニカムセラミツクを燃焼火炎により直接
加熱するものであるから、火炎とハニカムとの間
に能率のよい熱伝達が行われ、熱損失を極めて少
くして固体加熱源が得られる。第２に、上記の如
く燃焼火炎とハニカム間で能率のよい熱交換が行
われるため、ハニカム温度を燃焼火炎の温度と大
差のない温度（1600〜1800℃）まで加熱し得て、
従来炉壁温度にくらべて極めて高温の固体加熱源
を得ることが可能となる。また上記ハニカムセラ
ミツク内部での燃焼においては、逆火防止装置の
設置が必要となるが、これに対してはハニカムに
燃料と空気の混合気体を逆火を生じない速度で供
給できるような多孔質耐火物を、前記ハニカムの
背後に接して配設することによつて十分に対処す
ることができる。 また上記ハニカムセラミツク内部で燃料を燃焼
させてハニカムセラミツクを高輻射熱源とするた
めの条件としては、次の〜の条件を満足する
ようにハニカムを構成すればよいことも確認し
た。 ハニカム内部燃焼に要する空隙率＞50％ ハニカム内部燃焼に要する通気速度＜火炎伝
播速度 ハニカム内部燃焼に要する空隙径＞１mmφ相
当 なお、上記の如く高温の固体加熱源の輻射バー
ナを備えた加熱炉が、従来炉に比較して急速加熱
が可能となるのは次の理由からである。 鋼材の加熱における固体加熱源からの輻射エネ
ルギー量は次式により求められる。 Ｑ＝4.88φ_CW・〔（Tw／100）⁴−（
Tc／100）⁴〕Kcal／m²・ｈ…… ここでＱ：輻射エネルギー量 φ_CW：加熱源と鋼材の形態係数 Tw：加熱源の絶対温度 Tc：鋼材の絶対温度 例えば連続鋳造の温片スラブ（1000℃）をロー
ラハース形加熱炉で加熱する場合、ハニカムセラ
ミツクの輻射バーナを備えた加熱炉と従来炉との
輻射エネルギー量を、ハニカム表面温度を1800
℃、従来炉の炉壁温度を1350℃として、上式に
より比較計算すると、ハニカム輻射バーナを備え
た炉は従来炉の2.7倍となる。また例えば温鋼管
（600℃）をバレル型加熱炉で加熱する場合、ハニ
カム面温度1600℃、従来炉壁面温度1250℃として
比較すると、ハニカム輻射バーナを備えた炉は従
来炉の2.44倍となる。このようにハニカム輻射バ
ーナを備えた炉の輻射エネルギー量は従来炉に比
較して2.44〜2.7倍と大巾に増えるのでそれだけ
鋼材の加熱時間が短縮され、急速加熱が可能とな
るのである。 本発明は上記知見に基いてなされたもので、そ
の要旨とするところは、燃料ガスと空気の予混合
ガスが火炎伝播速度以上の速度で通過するような
逆火防止用多孔質耐火物と、該耐火物と連接して
設けたハニカム形状のセラミツクでなる燃焼部と
を具備した輻射バーナを炉壁に一又は複数個設け
たことを特徴とする加熱炉にある。 次に添付図面に基いて本発明の加熱炉をさらに
詳細に説明する。 第３図は本発明を実施するスラブ加熱用のロー
ラハース形連続加熱炉の一例を示す縦断側面図、
第４図は第３図の加熱部の一部（ハツチで示す）
の拡大縦断側面図、第５図は第４図のＡ−Ａ線の
縦断正面図である。 第３図に示す如く、炉は図上右から左へ順に排
熱回収部７と予熱部８と加熱部９とから構成さ
れ、スラブ１は炉内に配設されたテーブルローラ
１０上を、ロールの回転によつて装入口１１から
抽出口１２に向けて水平に搬送される。また第４
及び第５図に示す如く、加熱部９には天井及び床
面に、対向する複数個の輻射バーナ１３が、また
両側面にもそれぞれ対向して複数個の輻射バーナ
１３が、スラブの移動ラインに向けて所定の間隔
で一列に配置されている。 第６図イ，ロは輻射バーナ１３の構造の一例を
示す説明図で、イは縦断正面図、ロは底面図であ
る。図示例では、輻射バーナ１３はそれぞれ第２
表に示した部材からなる逆火防止用の多孔質耐火
物１４と、この前に接して設けたハニカムセラミ
ツク１５と、これらの周囲を緩衝材１６、断熱材
１７および固定耐火物１８を介在させて堅固に囲
繞して炉壁に取付けるハウジング１９とから構成
される。 上記多孔質耐火物の厚さは、熱的に定常な熱伝
導状態で燃料供給側の温度が着火温度以下になる
ようにするのが好ましい。

【表】 またハウジング１９は中央に設けた透孔２０に
より燃料と空気とを混合する混合室２１に通じて
おり、この混合室２１に開口する燃料ガス供給管
２２からの燃料と同じく開口する送気管２３から
の空気とが混合室２１で混合して多孔質耐火物１
４を経てハニカムセラミツク１５に吹込まれ、ハ
ニカムセラミツク１５内で燃焼してハニカムを直
接加熱する。 またスラブの両側面を加熱する輻射バーナ（第
５図に示す）は該バーナを保持する側壁２４，２
４ごと、スラブ巾に応じて輻射伝熱形態係数が最
大値を得られるように可変の構造となつており、
各側壁２４に取付けたシリンダー２５のロツド２
６の後退によつてバーナとスラブとの間隔が適正
に調整される。 テーブルローラ１０は、鋼製ロールにセラミツ
クス（SiN₄）スリーブを外押した耐熱性材料か
らなつている。 加熱炉の入口側には、輻射バーナ１３から排出
された高温排ガスを吸引して、輻射バーナに送る
空気との熱交換を行わしめる排熱回収部７が設け
られており、前記高温排ガスは前記排熱回収部７
で熱回収され、低温（約425℃）ガスとなつて排
風機２７を経て外部に排出される。 また、第４図および第５図に示す如く、炉の下
部に、炉底に沿つて内部にスケール掻き出しコン
ベア２８を敷設した水槽２９が設けられており、
スラブに発生したスケールが水槽２９中に落下し
てコンベア２８で外部に搬送廃棄され、抽出スケ
ールの持出し熱量の節減を図つている。 次に本発明のうち丸型管棒材の加熱に適した加
熱炉について説明する。 第７図は本発明を実施する丸型管棒材用のバレ
ル型加熱炉例の一部を示す縦断側面図、第８図は
第７図をＢ−Ｂ線で切断して拡大した縦断正面図
である。 第７図に示す如く、被加熱物（図示例では丸形
鋼管）が、炉内に軸線に沿つて配設されたスキユ
ーローラ３０上を円周方向に回転しながら矢印(a)
の方向に水平移動する。バレル炉の内壁面には進
行方向に適当間隔に複数個の輻射バーナ３１が配
設されている。この各輻射バーナ３１は、前記と
同様に構成されているが、バレル炉に用いられて
いるものは第８図に示す如く、ハニカム表面を内
側に向けて円弧状に形成されており、この４個の
輻射バーナ３１が炉壁面上に等間隔に炉内に向け
て突設した４個の耐火物３２に支持されて炉壁面
に同心に固定されている。また図示例では各輻射
バーナのハウジング３３には、前記と同様に中央
に透孔３４が穿設され、燃料と空気とを混合する
ミキサー３５から燃料と空気の混合気体がそれぞ
れ導入管ライン３６を経て前記透孔３４からバー
ナ内部に導入され、多孔質耐火物３７を通つてセ
ラミツクハニカム３８内で燃焼してハニカムを直
接加熱する。この加熱により高温となつたセラミ
ツクハニカム表面が固体輻射加熱源となつてスキ
ユーローラ３０上を水平移動する鋼管３９を全周
囲から加熱するのである。 次に実施例を掲げて本発明の効果を説明する。 実施例 １ 第３図に示したローラハース型加熱炉において
予熱部の長さを５ｍ、加熱部の寸法を長さ10000
mm×巾1500mm×高さ400mmとし、加熱部に発熱面
寸法が600mm×400ｍ＝0.24m²の輻射バーナを上下
面に40個宛計8.0個（19.2m²）、さらに両側面に10
個宛計20個（4.8m²）合計24m²配設して、長さ
8000mm×巾1030mm×厚さ210mm、単重13500Kgの連
続鋳造温片スラブ（1000℃）を1.1ｍ／分の速度
で炉内を移動させて1200℃までの加熱を行つた。
この場合、スラブは108t／ｈで炉内を搬送される
ことになり、その加熱に必要な熱量は3564×
10³Kcal／ｈとなる。また上記輻射バーナからの
燃焼容量を500×10³Kcal／個、輻射バーナの加
熱温度1800℃とすれば、輻射バーナからは
773Kcal／m²・ｈ・℃の輻射伝熱が供給されるこ
ととなる。 一方、輻射面の有効面積(F)は次式 Ｑ＝dR・Δt・Ｆ …… で求められるから、Ｑ＝3564×10³Kcal／ｈ、dR
＝773Kcal／m²・ｈ・℃、Δt＝（1800−1000）℃
とすれば、式からＦ＝5.8m²となる。従つて理
論的には輻射バーナの発熱面積は5.8m²となるが、
本実施例では操業の変動、その他外乱を吸収する
ために約４倍の24m²としている。 その結果、スラブは予熱部５ｍ、加熱部15ｍ計
15ｍ間を約14分で通過し1000℃から1200℃に加熱
された。炉の予熱部、加熱部の寸法を上記と同様
とした従来炉において、同様にスラブの加熱を行
う場合は約60分の加熱時間を要するので、本発明
炉においては加熱時間を約1/5に短縮する効果が
得られた。 本実施例の熱精算を示すと第３表の通りとな
る。

【表】 すなわち、本例では燃料にコークス炉ガスを従
来炉と同様に840Nm³／ｈで使用したので燃料ガ
スの入熱は3864×10³Kcal／ｈであつた。 第１表に示す通り、本発明炉における熱効率は
3564／4514×100％＝79％であつた。従来炉を用いて同 様にスラブの加熱を行つた場合の熱効率は55％で
あるから、本発明炉の熱効率は従来炉にくらべて
45％向上を示した。 また本発明の加熱炉は上述の如く加熱時間の大
巾な短縮が得られるため、装置全体の規模の縮少
が可能となり、設備費用を大巾に節減し得る効果
もある。 実施例 ２ 第７図に示した本発明のバレル型加熱炉を用い
て、燃料として実施例１に示したと同様のコーク
ス炉ガスを使用し、外径24.45mm×長さ12500mm×
肉厚12mmの温度600℃の鋼管を、35t／ｈの加熱能
力で1200℃に加熱した。また比較のため上記と同
様寸法の従来炉を用いて、同様の鋼管を同様に加
熱した。その結果を比較して第４表に示す。

【表】 なお本発明炉の輻射バーナの輻射面温度が1600
℃、従来炉のバレル内壁面温度が1250℃であつた
ので、両者の輻射エネルギー量を比較すると前に
述べたによる計算で示した通り、本発明炉の輻
射エネルギー量は従来炉に比較して2.44倍となる
ので、全伝熱量の概略割合の比較は第５表に示す
通りとなる。

【表】 上表の結果から、本発明炉における鋼管加熱に
要する燃料原単位は270×10³kcal／ｔとなり、従
来炉の450×10³Kcal／ｔに比較して約40％の節
減が得られた。 以上の説明から明らかなように、本発明の加熱
炉は、加熱源としてセラミツクコアーからなる輻
射バーナを使用し、被加熱物への固体輻射伝熱量
を従来炉より大巾に増加させたから、熱効率の向
上による燃料の節減および急速加熱による処理能
力の向上が可能となつたので、鋼材加熱コストの
低減に多大の効果をもたらすものである。

【図面の簡単な説明】

第１図は従来のローラハース型加熱炉の縦断正
面図、第２図は従来のバレル型加熱炉の縦断正面
図、第３図は本発明のローラハース型連続加熱炉
の一例を示す縦断側面図、第４図は第３図の加熱
部の一部を詳細にした縦断側面図、第５図は第４
図のＡ−Ａ線切断の正面図、第６図イ，ロは本発
明炉の輻射バーナの構造の一例を示す説明図で、
イは縦断正面図、ロは底面図、第７図は本発明の
バレル型加熱炉の一例の部分縦断側面図、第８図
は第７図のＢ−Ｂ線で切断した拡大正面図であ
る。 １：スラブ、２，１０：テーブルローラ、３：
丸形管棒材、４，３０：スキユーローラ、５：バ
ーナ、６：火炎、７：排熱回収部、８：予熱部、
９：加熱部、１１：装入口、１２：抽出口、１
３，３１：輻射バーナ、１４，３７：多孔質耐火
物、１５：ハニカムセラミツク、１６：緩衝材、
１７：断熱材、１８：固定耐火物、１９，３３：
ハウジング、２０，３４：透孔、２１：混合室、
２２：燃料ガス供給管、２３：送気管、２４：側
壁、２５：シリンダー、２６：ロツド、２７：排
風機、２８：掻出しコンベア、２９：水槽、３
２：耐火物、３５：ミキサー、３６：導入管ライ
ン、３９：鋼管。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 燃料ガスと空気の予混合ガスが火炎伝播速度
   以上の速度で通過するような逆火防止用多孔質耐
   火物と、該耐火物と連接して設けたハニカム形状
   のセラミツクでなる燃焼部とを具備した輻射バー
   ナを炉壁に一又は複数個設けたことを特徴とする
   加熱炉。