フローティングシステム出入口部の
ジェットカーテンの熱損失に関する実験的研究
第二報 非平衡ジェットカーテンの場合 道満劇団 ，安富善三郎軸，木田輝彦 ＊＊，倉田光雄榊帥
Experimental Research on Heat Loss through jet Curtain at the l nlet and Outlet of Floating System
一 2nd Report， ln the Non−Equilibrium Jet Flew 一
Masatada DOHMAN， Zensaburo YASUTOM I， Teruhiko K I DA and Mltuo KURATA
Experimental results concerning the equilibrium flow jet has been a｝ready reported． In this report， heat loss from two ciifferent non−equilibrium flows， underfed and overfed flews， were det−
ermineci through temperature and enass flow measurement i n the floating system ． Heat losg． frorn the overfed flow is lower than that froen underfed one． Taking i nto the eonsideration tha t two flovs are usuaIly occurred 七〇ge七her in 七he f｝oa七ing system， however， it can be said 七hat larger pressure unbafance on the strip than the equilibrium flow conditien reduces much total loss thro−
ugh the jet，so that this unbalance is crucial probrem in the case of non−equi brium flow．
1。ま え が き
フローティングシステムを設計する上において、炉出入 口部のジェットカーテンを介する男体の熱損失は炉内温度 の管理のみならず省エネルギの見地より大変重要である。
前報では炉体出入目部のジェットカーテンが理想的な平 衡の場合の熱損失特性をしらべ、醜体設計に必要な資料を 提供した。しかし、実際のフローティングシステムは出入 口のジmットカーテンを各々完全な平衡状態にすることは 困難であり、多少の非平衡は避けられない。つまり、ジェ ットの全圧力、搬送材の上下の変位、あるいはジェットカ ーテンに作用する外気圧力やノズルの幾何学形状の設定等 を両ジxットともに完全に一致させることは不可能である。
例えば、片方のジxット全圧が他方に比べて強くなった とき、そのジェットカーテンは分岐ジェットとなりジエッ ト流の一部は炉内を横断して他方のジXットに合流したあ と外部へ流出する。この場合、横断する流れを設定温度に まで加熱するtaめには大きな熱量を要し、さらに搬送材の 局部的な温度低下を招き正常な熱処理を困難にする。また、
何等かの原因で、相当大きな非平衡になる場合もある。こ のように、非平衡ジェットカーテンの発生はフローーティン
グシステムとしては好ましくないが、その影響、つまり支 持力の変化と共に熱損失特性を正確に把握する必要がある。
非平衡ジェットカーテンの支持特性は、著者らは横断流 量の変化に対応さぜて分岐ジェットカーテン、合流ジXッ
ト亀山テンの支持力を実験および非粘性理論、運動量理論 より求めている。1）2）本報では前報と同様に非平衡ジエ ットカーテンに対してエネルギ平衡モデルを考え、一次元 的に解析し、横断流量の変化に対する熱損失特性の実験値 を用いて求めている。
＊機械工学科 ＊＊近畿大学
＊＊＊ 大阪府立大学
＊＊＊＊ 摂南大学
（平成4年8月28日 受理）
2．非平衡ジェットカーテンの一次元モデル 炉出入口部の両ヅェットカーテンは、片方が非平衡の場 合は必ず他方も非平衡となる。つまり、片方が分岐ジェッ トカーテンとなったとき、そのジェット流の一部が炉内に 侵入し炉内を横断したあと他方のジェットカーテンと合流
し合流ジェットカーテンとなる。したがって、非平衡ジェ ットカーテンの場合にヅコ：ットが外気と同温度の場合は分 岐ジェット側の搬送材が低温となり、また横断流量を炉内 温度にまで加熱するための熱量は熱損失となる。しかし、
合流ジxットカーテン側では、炉内温度に加熱された横断 流れが合流するのであるから、平衡ジェットカーテンにお いて等価交換流量に基ずく熱損失を生じていたがこの場合 は減少すると考えられる。したがって、両ジェットカーテ ンの熱損失はそれらを加算した値で評価する必要がある。
以下において、分岐、合流の各非平衡ヅェットカーテン
の熱損失を一次元モデルによるエネルギ平衡の関係より求
津山高専紀要 第30号 （1992）』
める。
2．1分岐ジェットカーテン
ジェットカーテンを取り囲む両側の圧力差が、平衡ジェ ットカーテンの場合よりも少なくなると、ノズル部の流量 の一部は高圧側にも流れる。この状態が分岐ジェットカー テンであり、 Fig．1にその一次元モデルを示す。
Gn， in，Tn，Ptn
Cl G2
Noizie 1；1
iO，TO，PO
Strip ce
G
1
ヒ
一丁ゆσくGn in furllaじe
■ 「rD
G3 呼＿ i3，T3，P3
、 ，，
5 i3，T3，P3
1 ㌧ l
l ！Q4一琶耳＝
1 ，！ t 1 ！
．・ 1
一→レ 「「曾1
（Q4−Q3ニ0）、．熱平衡モデルを考慮する必要はない。
本文で取り扱うジェットはA）の場合であり、一次元モ デルをFig．2に示す。
ジェットおよび炉内に関するエネルギ平衡式は
c
Gn，in，Tn，Pti
G o・iio，，1： ro）1＞a！
v
M
Q3
dcn l
i3，T3しP3
C3 1f s
ll
ltir9
コ 一十eiG、
サ
1 i3，T3，P3
Q・ 一ξユ＝
1
CIO，ile，TIO 1 C23，i23，T23 Dividing stream line
Fig・ 1 Model of pコ．ane for the overfed fユow regime
横断流量係数αはノズル部の流量Gnが炉内に侵入する
割合であり、G2＝aGn．
ジェットカーテンはdividing stream lineを境に二領 域に分け、各々のエネルギ平衡式は次のようになる。
C3J，i31，T31 dividing
stream line
Fig． 2 Model of plane for the underfed flow regime
ctGn．i3＋Gn．in＋GO iO−GIO．ilO
＋Gd（i3＋i3星一（Gn・in＋αGn・i3＋GO・iO）／G10・i10）ノ2＝0
（4）
（G3一 a Gn）（i3一 i31）
一Gd（i3＋i31一（Gn． in＋aGn．i3＋GO．ie）／GIO−ilO）／2＝O
（5）
Gl．in−GIO．i10＋GO．iO
＋Gd（（G2．in＋G3．i3）IG23＋i23一（Gl．in＋GO．iO）IGIO−iIO）／2＝O
（1）
G3．i3＋G2．in−G23．i23
＋Gd（（G1．in＋GO．iO）IGIO＋ile一（G2．in＋G3．i3）IG23−i23）／2＝O
（2）
となる。
ここに、Gio＝GO＋Gn＋αGn、 G3＞αGnのとき、炉内に対して
a Gn．i3＋Q4−Q3−G3．i3＋（G3一 ee dn）i31＝e
（6）となり、分岐ジェットカーテンと同様の特性燈を求めるこ
とができる。ここにG、i、はそれぞれ重量流量、エンタルピを示す。
また、Gdはdividing stream lineに関する等価交換流
量である。横断流量は炉内の設定温度にまで加熱されるので点線で 示す領域におけるエネルギの平衡を考慮すると、
G23． i23 一G3． i 3一 a Gn．i3＋Q4−Q3＝O （3）
ここに、Q4、Q3はおのおのヒーターの熱量と軍体の損失 熱量を示す。炉内の温度が低くまたh／tが大きいときは 二次元等温ジェットの特性を使用できるものとする。
実験によりio，in，i3，Gn，αおよびQ4、Q3を測定すると等 価交換流量Gdとi10，i23が求められる。
2．2 合流ジェットカーテン
合流ジェットカーテンは横断流量αGnがエントレンメ ントによって炉内からジェット面に巻き込まれる流量G3 より A）少ない場合（αGn＜G3）、 B）多い場合
（αGn＞G3）に分けて考えることができる。
B）はジェットカーテン部の熱損失が無い場合であり、
3．実験装置
フロ・一ティングシステムは予熱部、熱処理部、冷却部と からなり搬送材に対して上下対称とみなせる6し彪がって 炉体の上下の一一方を取り扱えばよい。出入口両端のジェッ トカーテンは非平衡の場合は互に干渉し、各々のジェット の状態は横断流量によって決まる。この横断流量をオリフ
ィス等の抵抗を生じること無く正確に測定することは容易 でない潅め、本実験では回報Fig．3に添す一つのジエッ
トカーテン模型を使用する。なお、同図において、循環流 路のファン上部に横断流量系の配管を取りつけている。横 断流量系には、ファン、ヒーター、バルブ、オリフィスが
あり、また流れの方向を変換できるようになっている。
したがって、炉内に対して排気および加熱空気の供給を行 ない任意の分岐または合流ジェットカーテンの状態の設定
が可能である。非平衡時のジェット状態の設定および熱損失測定システ ムは前報Fig．4に、更に横断流量系を付加したものであ
る。
4．実験結果
一8一
4．1 分岐ジェットカーテン
ジェットカーテンの支持圧力特性CpはFig．3に示す ように、平衡ジェットカーテン（α＝0）から分岐ジxット へαの増加とは逆に単調に減少している。α＝0のとき、
ジxットは左右対称に分岐して流れることが知られており、
分岐ジxットカーテンはかなり激しく支持特性が低下して
いる。
a
ヨ
仙
0．
（O
R一口詞山︸＼︵O山−自う甑︶陛ロリ
O．1
◇
◇ ロ ◇ ロムO▽ ◇ 口△O▽
ム O▽
ロ ム O▽
h／t O
05 7
1
◇ ロム 50
12
0マ
ロ ム0▽
o
が増加している。したがって、∠Qのαに対する増加の割 合はh／tが大きいときに少し減少していることが分る。
ジエットカーテンの炉内側の搬送面上の温度丁23を Fig．6に示す。平衡ジェットカーテン時にも多少低下して い遊が、横断流量が増加すると、ますます温度が低くなつ
O．8O．2 O．3
伍
口O︵O咽Ioつ唱V＼σぐ
4 0
O−1
Oe2
ct
o o A O．1 ロ 0．2 V O．3
▽u△O・
▽ロムQ ▽ロム山
v
ロム
o v
O．4
a〈 ：＝G2／Gn
Fig． 3 Variation of oushion for the overfed flowregユme
分岐ヅエットカーテンのdMdmg s七ream lineに関す る等価交換流量GdをFig．4に示す。
O．3
2 0
誤O＼℃OuOO
O．1
dO123 000
Q△口▽
呂 曾
vQaロ▽
号A o
O 5 10 15 20 25
h／t
Fig．4The equiv砥ent air excha㎎e ra七e for theoverfed regirne
平衡ジェットカーテンの場合よりもαが大きくなったとき Gdは逆に減少している。これは、ノズルの縁につながる ジェット内の流線付近は乱れが強いが、中心に向って乱れ の減少によるものと考えられる。特に、h／tが小さくな ると、ポテンシャルコアの占める割合が大きくなりGdの 減少が顕著となる。
次に、分岐ジェットカーテンの一部が炉内に侵入し、そ れを設定温度にまで上昇させるときに必要な熱量、つまり 分岐ジェットカーテンの熱損失∠Q（＝Q4−Q3）をFig．5に
示す。熱損失はほぼαの増加に比例しており、αが熱損失の大 きな比重を占めていることが分る。更に詳細に観察すると、
ノズルの高さが低い場合は、Fig．4において等価交換流 量はαによる変化幅が少なく、h／tが大きくなると変化幅
o
Fig． 5
』
3
0
0謁
（O
P1ρりト︶＼︵0臼−的Nト︶
O．4
O．2
5 10 15 20 25
h／t
Characteristics of heat ioss for the underfed ￡］ow regimeび 0
ー
0ロ
23 00
O 5 10 15 20 25
h／t
Fig． 6 Characteristics of external temperature of strip within furriace for the underfed flowregzme
Oo4
0
記0
口O︵○州Ioり刺︶＼αぐ
O．2
Fig． 7
d＝o．3 o．1 0r2
（h／t ＝10）
O．5 1oO
（Tn−TO） ／ （T3−TO）
1．5
Reユationship between temperature and heat loss at nozzle part
津山高専紀要第30号（1992）
ている。特に、ノズル高さが低い場合にはαが小さい時で さえ温度低下は大変激しく、搬送材の温度管理が困難にな
ることが分る。ノズル部の温度を上昇させると平衡ジェットカーテンの 場合に前言で示したようにジェットカーテン部の熱損失，
∠Q（＝Q4−Q3）は直線的に減少していだ。横断流量があると き、ノズル温度Tnが低いと∠Qは大変大きい値になって いるが、Fig．7に示すように、ノズル温度が高くなると 熱損失の減少の割合は横断流量が多くなるほど大きくなり、
∠Qは著しく小さくなる。もちろん（1一α）Gnに相当する流 量は外気側に放出されるので、ジェットの加熱に要する熱 量を考慮した熱収支は改善されている訳ではない。
しかしながら、搬送材の温度管理の面から炉内設定温度に 近ずける必要がある時には有効である。
︵呂一︒︒臼︶＼︵o臼！︒︒cq↑︶
1．2
1．0
O．8
oく二〇
〇．1
：2
（h／t＝ 10）
に侵入するジェット流が減るため熱負荷が減少する。∠Q はαに対して単調に減少している。∠Q＝0になるとそれ以 上αが増加しても常に∠Q＝0となる。また、搬送材の温度 丁23はαと共にほぼ直線的に増加し、∠Q＝0になるとT23 は炉内温度になる。 （Fig．11）
分岐ジェットカーテンはαが増加すると熱損失が増し、
合流ジェットカーテンは逆に熱損失の減少がみられる。そ
4 0
3
0
0
2（O
R一肖↑氏︶＼︵Oq−oり山︶閥qOO．1
Q O h／t：＝5 Q O
Q e
ロ ロ
ロ 7
ロ ロ ロ
A 10 A A A A A
O．6
O．4
5012
0▽
O▽ O▽
O▽ O▽
O▽
O O．1 O．2 O．3 O．4
d ＝ （e3−G31） ／Gn Fig・ 9 Variation of cushion pressure for the underfed flow regime
o
．3
L一一．，一pt−L一一N一，
le5
8︵O咽一︒︒ご＼αぐ O．2
O．5 1．0
（Tn−TO） ／ （T3−TO）
Fig． 8 7］emperatures variation at nozzle part and external strip within flユrnaGe
Fig．8はノズル部の温度Tnと炉内搬送材の温度丁23 との関係を示す。Tnが低いとき、αが大きくなるとT23
は大変低くなっていたが、Tnの上昇と共にT23は直線 的に増加し、またαが大きいときほどその勾配は強くなり、
T23の制御には有効であることが分る。
4．2合流ジェットカーテン
合流ジxットカーテンの支持圧力特性をFig．9に示す。
分岐ジXットカーテンの場合とは逆に横断流量の増加に対 し、支持圧力Cpは増えている。しかしながら、その値は 僅かであり支持特性の改善と言うほどではない。
合流ジェットカーテンのエネルギ平衡モデルより、（4）
〜（6）式を用いて推定したジェットカーテン部の熱損失
∠Qの値をFig．10に示す。横断流量αGnは炉内温度に 加熱されてジェットに供給されておりαが増加すると炉内
O．1
o
h／t＝20 15 10 一7
O．1 O．2 O．3 O．4
〈）c
Fig． 10 CharacCeristics of hect t loss for theunderfed flow regime
1．0
8 6
0 0
（O ｩ一︒つ臼︶＼︵O臼一︻pう﹄︶
h／t一一7 le 15 20
o
Fig． 11
O．1 O．2 O．3 O・4
d
Charaeteristies of temperature within furnaoe for the underfed flow regimeこで、フローティングシステムとして非平衡の時に口熱損 失を推定するためには、双方のジェットカーテンの熱損失
一10一
を加えて評価する必要があり、Fig．12にその一例を示 す。横断流量αGnが増と、システム全体の熱損失は増加し、
αGnがジェッ5のエントレンメント流量G3より多くなる と合流ジェットカーテンのそれ以上の熱損失特性の改善が ないため、αに対してほぼ直線的に増加している。結局、
分岐ジェットカーテンの熱損失の増加に比べて合流ジェッ トカーテンの熱損失の減少の方が少ないため、フローティ
O・5
4 0
ロ0の
8︵O刊1︒・屑︶＼冒
O．2
O．1
h／t＝15
10
7
（Tn＝To）
O O．1 Ot2 O．3 O．4
cX
Fig． 12 Charaoteristies of total heat loss at inlet of system for the non−equilibriumfユow
ングシステム全体の熱損失は非平衡の状態が進むほど増大
している。D支持圧力がかなり低下するため非接触の点から好ま しくない。まta、支持圧力を回復させるためにジェ 5全圧力を大きくするとさらに非平衡が進み支持圧 力の増加を計ることは困難になる。
2）等価交換流量は減少する、ノズル高さが低い場合に 減少割合が大である。したがって、等価交換流量に 基ずく熱損失は減る。
3）しかしながら、横断流量を炉内温度に加熱するに要 する熱損失を生ずるため全熱損失は横断流量と共に 増加している。
4＞炉内の搬送材上の温度は低下する。特にノズル高さ の低い場合に顕著にあらわれている。
5）そこで、加熱したジxットを用いると搬送材上の温 度低下を防ぐことができ、また横断流量に起因する 熱損失も減少させることができるが、ジェッ5の加 熱に大量の熱量を必要とするためそれらを加えると 熱損失は改善されたことにはならない。
5．結 論
フローティングシステム出入口部の両側のジェット P・一一
