TW201305404A

TW201305404A - 耐火熱處理爐

Info

Publication number: TW201305404A
Application number: TW101127283A
Authority: TW
Inventors: Satoshi Kaji; Nobuyuki Yamamoto; Atsushi Kawamura; Hitoshi Tomobe
Original assignee: Mitsubishi Rayon Co
Priority date: 2011-07-28
Filing date: 2012-07-27
Publication date: 2013-02-01
Also published as: JPWO2013015343A1; CN103717792A; US20140161711A1; US9157679B2; CN105316799A; WO2013015343A1; CN103717792B; KR101604932B1; EP2738292A1; EP2738292B1; US20160002828A1; EP2738292A4; JP5682626B2; TWI500830B; HUE047731T2; TWI582280B; US9834869B2; KR20140033231A; TW201540885A

Abstract

本發明通過熱風吹出噴嘴(4)，而在與前驅物纖維束(10)的走行方向平行的方向對熱處理室(2)內傳送熱風，使上述前驅物纖維束耐火。從熱風吹出噴嘴(4)吹出的熱風會通過滿足如下的條件(1)~條件(4)的多孔板與整流構件。(1)A/B≧4.0，(2)0.15≦α≦0.35，(3)0≦B-d≦20，(4)在使多孔板與整流構件的對向面重疊時，多孔板的一個開孔的面積的80%以上被包含在整流構件的一個開孔內。此處，A為整流構件的熱風通過距離(mm)，B為整流構件的一個開孔的水平方向的最大距離(mm)，α為多孔板的開孔率，d為多孔板的等效直徑(mm)。本發明是平行流方式的耐火熱處理爐，即便為具有簡易構造的熱風吹出噴嘴，亦可防止由熱處理室內產生的矽酮系化合物引起的噴嘴的阻塞，從而可遍及整個熱處理室內而使傳熱性能均勻化。

Description

防火熱處理爐

本發明是有關於一種較佳地用於碳纖維的製造的耐火熱處理爐。

作為製造碳纖維的方法，在對碳纖維的前驅物纖維進行耐火處理後，進行碳化處理的方法已廣為人知。

作為製造該碳纖維時的耐火處理，例如，採用在氧化環境的熱處理室內，藉由熱風來對前驅物纖維進行熱處理的方法。

然而，因耐火處理是伴隨著發熱反應的處理，故重要的是，要遍及整個熱處理室內使傳熱性能均勻化，以抑制反應不均。

因此，在日本專利特開平10-237723號公報(專利文獻1)中，在前驅物絲條所通過的熱處理室中，具有：吹出口，吹出沿著前驅物絲條的通過路徑的方向的熱風，若與前驅物絲條的通過路徑正交的方向上的、上述熱處理室的剖面積Ss和上述吹出口的剖面積Sf，成為：Ss/Sf≦2的關係，則沿著絲條的通過路徑形成良好的平行流。而且，根據日本專利特開2002-194627號公報(專利文獻2)，揭示了一種噴嘴，該噴嘴的熱風導入域是由導引葉片、多孔板、及整流板所構成，熱處理爐內的各部的尺寸被規定為設定的關係，且具有能夠與絲條並行地吹出熱風的均勻的吹出風速分布。

進而，日本專利特開2008-144293號公報(專利文獻3)中所揭示的耐火爐中，具有：氣體導入部，相對於聚丙烯腈(polyacrylonitrile)系纖維束的走行方向，而大致正交地吹入氧化性環境氣體；及氣體排出部，與上述氣體導入部相對向地設置、且排出上述氧化性環境氣體；在上述氣體導入部中，設置著：具有開孔部的多孔板，該開孔部可在內部包含考慮了熱風噴嘴的阻塞的直徑10 mm的圓。

[先前技術文獻] [專利文獻]

[專利文獻1]日本專利特開平10-237723號公報

[專利文獻2]日本專利特開2002-194627號公報

[專利文獻3]日本專利特開2008-144293號公報

然而，專利文獻1所記載的耐火爐中，雖將從噴嘴的吹出口所吹出的熱風的風速的差異限制在±10%以內而言為較佳，但是僅表示了其構成構件，並未表示出構成構件自身具體的尺寸、或這些構成構件之間的關係。

而且，在專利文獻2所記載的耐火爐中，為了降低風速不均而將整流域設為多段。因此，不僅壓力損失增大，沿著絲條方向的噴嘴自身的長度亦增大，因而耐火爐中未流動熱風的區域增大，藉此，由於無法進行使發熱反應連續的前驅物纖維的除熱，而使得失控反應的危險性增大。

在碳纖維製造步驟中，耐火處理產生伴隨前驅物纖維束的發熱的氧化反應，因而，藉由耐火爐內的熱風或伴隨氧化反應的大量的發熱，使單纖維彼此容易熔接。單纖維發生熔接的耐火纖維束使碳纖維的品質顯著降低，例如，在其後的碳化處理中，容易引起絨毛或斷絲的產生、及各種特性的降低。

為了避免耐火纖維的熔接，眾所周知，例如對前驅物纖維束賦予油劑的方法，並以此為目的而研究了多種油劑。其中，因具有高耐熱性且有效地抑制熔接，故矽酮(silicone)系油劑被廣範使用。然而，被賦予至前驅物纖維束的矽酮系油劑會因耐火處理的高熱而一部分發生揮發，從而容易滯留在熱風中。

若這些粉塵滯留在耐火爐內，則使設置在熱風吹出口的吹出面的風速整流用的多孔板堵住而發生阻塞，從而造成熱風的循環的停滯。若熱處理室內的熱風的循環停滯，則無法順利進行前驅物纖維束的除熱，從而會誘發前驅物纖維束的斷絲。斷絲的前驅物纖維束進而會例如纏繞在其他前驅物纖維束，而誘發在其他走行域走行的前驅物纖維束的斷絲，最壞的情況是：引發火災等，而成為妨礙耐火爐的穩定運轉的原因。

鑒於上述狀況，作為專利文獻3所記載的熱風噴嘴的構成構件，其揭示：利用了多孔板的整流技術，多孔板具有可在內部包含10 mm的圓的開孔部，並且，是關於一種吹出風速為0.3 m/s至1.5 m/s的範圍的、對前驅物纖維束垂直地供給熱風的耐火爐。若在均勻地控制上述風速的同時，增大其風量，則前驅物纖維束容易斷開，從而大多會引起鄰接的纖維之間的相互纏繞。

本發明的目的在於：提供一種平行流方式的耐火爐，該耐火爐適合於總纖度大的碳纖維的製造，且提高處理速度從而因其高傳熱性能而可獲得大的生產性，相對於走行的前驅物纖維而可與其走行方向並行地供給熱風、並進行耐火，且將熱風噴嘴設為簡易構造，尤其為了防止所產生的矽酮系化合物引起的噴嘴的阻塞，而使用開孔大的構件並藉由將熱風的吹出流速的分布均勻化，而可遍及整個熱處理室內使傳熱性能均勻化。

本發明包含以下的態樣。

[1]一種耐火熱處理爐，包括：熱處理室，使熱風向與前驅物纖維束的走行方向平行的方向流動，從而對上述前驅物纖維束進行加熱；熱風吹出噴嘴，向上述熱處理室內導入熱風；以及熱風吸入噴嘴，設置在自上述熱風吹出噴嘴離開的位置，且吸入熱風；上述熱風吹出噴嘴包括滿足以下的條件(1)~條件(4)的多孔板與整流構件，熱風經由該多孔板及整流構件而被送至熱處理室內：(1)A/B≧4.0

(2)0.15≦α≦0.35

(3)0≦B-d≦20

(4)在將多孔板與整流構件的對向面重疊時，多孔板的一個開孔的面積的80%以上包含在整流構件的一個開孔內，其中，A為整流構件的熱風通過距離(mm)，B為整流構件的一個開孔的水平方向的最大距離(mm)，α為多孔板的開孔率，d為多孔板的等效直徑(mm)。

[2]上述耐火熱處理爐中，較佳為上述多孔板的等效直徑d(mm)滿足條件(5)：(5)10≦d≦20。

[3]上述耐火熱處理爐中，較佳為上述多孔板的開孔的開孔間距P1(mm)與整流構件的開孔的開孔間距P2(mm)滿足條件(6)：(6)0.995×P2≦P1≦1.005×P2。

[4]上述耐火熱處理爐中，較佳為滿足如下的條件(7)：(7)0≦y≦7

其中，y為多孔板與整流構件的開孔面的面對面的距離(mm)。

[5]上述耐火熱處理爐中，較佳為上述整流構件的熱風通過方向的剖面形狀為格子形狀或蜂窩形狀。

[6]上述耐火熱處理爐中，較佳為利用連結部且藉由定位構件來連結多孔板與整流構件。

[7]上述耐火熱處理爐中，較佳為，多孔板與整流構件為能夠卸除。

[8]上述耐火熱處理爐中，較佳為上述熱風吹出噴嘴包括改變熱風的流動方向的方向轉換板，且滿足以下的條件(8)及條件(9)：(8)(x/L)<0.030

(9)(w/L)<0.50

其中，x為噴嘴前端的多孔板與噴嘴前端的方向轉換板之間的距離(mm)，L為熱風吹出噴嘴的縱深方向的全長(mm)，w為熱風吹出噴嘴的入口寬度(mm)。

[9]上述耐火熱處理爐中，較佳為，上述多孔板為：能夠調節設置位置。

[10]一種碳纖維的製造方法，包括使用上述耐火熱處理爐來加熱碳纖維前驅物纖維束的步驟。

根據本發明，在耐火處理時，以簡易的熱風吹出噴嘴的構造來使熱風的吹出流速的分布均勻化，藉此可遍及整個熱處理室內使傳熱性能均勻化，且藉由使用開孔大的多孔板，容易防止由矽酮系化合物引起的噴嘴的阻塞。

以下，使用圖式對本發明的實施形態的一例進行詳細說明。

圖1模式性地表示本實施形態的耐火熱處理爐的縱剖面圖。本實施形態的耐火熱處理爐1包括：耐火熱處理爐1內的熱處理室2；狹縫狀的第1導出入口9a，將以片(sheet)狀走行的前驅物纖維束10導入至熱處理室2內、或導出至熱處理室2外；狹縫狀的第2導出入口9b，將以片狀走行的前驅物纖維束10導出至熱處理室2外、或導入至熱處理室2內；熱風吹出噴嘴4，配置在前驅物纖維束10的第1導出入口9a的室內側；熱風吸入噴嘴5，配置在前驅物纖維束10的第2導出入口9b的室內側；導輥3，上下多段地設置在前驅物纖維束10的第1及第2導出入口9a、9b的各自的熱處理室2外；循環管路8，使熱風在熱風吹出噴嘴4、熱處理室2及熱風吸入噴嘴5之間循環；以及設置在循環管路8的熱風加熱器6及送風機7。片狀的前驅物纖維束10依次掛在多段配置的導輥3上，通過耐火熱處理爐1的第1及第2導出入口9a、9b而進出熱處理室2。

圖2表示本實施形態的耐火熱處理爐的平剖面。如該圖2所示，從熱風吹出噴嘴4吹出的熱風與片狀延展而走行的多個前驅物纖維束10並行、而在熱處理室2內流動，且藉由熱風吸入噴嘴5而被吸入，通過循環管路8而藉由熱風加熱器6控制為規定的溫度後，藉由送風機7再次被供給至熱風吹出噴嘴4。

圖3表示本發明的耐火熱處理爐中具備的熱風吹出噴嘴4的放大平面圖。熱風吹出噴嘴4的剖面為矩形，且包括：熱風入口40、用以將熱風的方向轉換90°的方向轉換板41、降低因壓力損失所致的風速不均的多孔板42，及用以在熱處理室2(請參照圖2)中、將熱風調整為前驅物纖維束10的走行方向的整流構件43。

本發明中，多孔板42是指：配置著多個開孔的板。

上述多孔板42較佳為：均勻地配置著相同形狀、相同大小的多個開孔。

從隔著前驅物纖維束10而上下配置的熱風吹出噴嘴4所吹出的熱風的吹出速度，較佳為：分別為相同的速度。而且，較佳為：極力減小從熱風吹出噴嘴4所吹出的熱風的寬度方向、高度方向的流速的差異。從吹出噴嘴開始算起下游2 m的地點的風速不均，較佳為：限制在平均風速±20%以內。進而較佳為：限制在±10%以內。

熱風通過整流構件43的熱風通過距離A(請參照圖3)、與整流構件43的水平方向的最大距離B的比(A/B)較佳為4以上。若為4.0倍以上，則就賦予直進性(straightness)的方面而言為較佳，該直進性是用以：從熱風吹出噴嘴4的熱風入口40轉換方向、從而與前驅物纖維束10的走行方向並行地吹出熱風。另一方面，若使整流構件43變長則沿著絲條方向的噴嘴自身的長度變大，藉此，耐火熱處理爐1中隔著前驅物纖維束10而未流動熱風的區域增大。亦即，因使發熱反應連續的前驅物纖維束10的除熱無法如預定般進行從而失控反應的危險性增大。A/B較佳為：限制在10以下，更佳為7以下，進而較佳為5以下。

而且，多孔板42的開孔率是為了藉由壓力損失而降低風速不均，故為15%~35%。上述開孔率若為15%以上，則就抑制多孔板位置的壓力損失的方面而言為較佳，進而較佳為17%以上。上述開孔率若為35%以下，則就遍及熱風吹出噴嘴4的長度方向、藉由壓力損失降低風速不均而言為較佳，進而較佳為30%以下，更佳為25%以下。

多孔板42的一個開孔與整流構件43的一個開孔的位置關係，在將多孔板42與整流構件43的對向面重疊時，多孔板42的一個開孔的面積的80%以上是：存在於整流構件43的一個開孔內；於自熱風吹出噴嘴4所吹出的熱風的流速均勻性的觀點而言為較佳。

多孔板42的開孔中心較佳為：位於連結整流構件43的寬度方向的中點的直線上。

藉由設為上述位置關係，熱風容易在多孔板42與整流構件43順暢地流動，且斜流亦容易得以抑制。

本發明中的多孔板42的開孔的等效直徑d是：根據多孔板42的阻塞狀況、自熱風吹出噴嘴4所吹出的熱風的流速均勻性而適當決定即可，但是，從防止多孔板42的阻塞的觀點而言，多孔板42的等效直徑的下限是：較佳為5 mm以上，更佳為8 mm以上，進而較佳為10 mm以上。

而且，從自熱風吹出噴嘴4所吹出的熱風的流速均勻性的觀點而言，多孔板42的等效直徑的上限是：較佳為25 mm以下，更佳為20 mm以下，進而較佳為16 mm以下。

等效直徑d是根據以下的式子而求出。

d=4×S/L

其中，S為開孔面積(mm²)，L為開孔的周長(mm)。

本發明中，上述整流構件43的一個開孔的水平方向的最大距離B(mm)、與上述多孔板42的等效直徑d(mm)的關係較佳為：滿足條件0≦B-d≦20。

若從上述整流構件43的一個開孔的水平方向的最大距離B(mm)減去上述多孔板42的等效直徑d(mm)所得的值為0(mm)以上，則熱風容易順暢地在整流構件43流動。而且，如果從上述整流構件43的一個開孔的水平方向的最大距離B(mm)減去上述多孔板42的等效直徑d(mm)所得的值為20(mm)以下，則容易提高向熱處理室吹出的熱風的直進性。

從熱風在上述整流構件43順暢流動的觀點考慮，從上述整流構件43的一個開孔的水平方向的最大距離B(mm)減去上述多孔板42的等效直徑d(mm)所得的值是：進而較佳為5(mm)以上。而且，從熱風的直進性觀點而言，從上述整流構件43的一個開孔的水平方向的最大距離B(mm)減去上述多孔板42的等效直徑d(mm)所得的值是：進而較佳為15(mm)以下。

就整流構件43而言，使用了：與平板平行排列的整流板或市售的蜂窩(honeycomb)構件、或格子狀地組合平板所得的構件。為了遍及熱處理室2內的寬度方向，而使從各整流構件43間所吹出的通量(flux)成為一樣，多孔板42的開孔的開孔間距P1較佳為：整流構件的開孔的開孔間距P2的0.995倍~1.005倍的範圍。若小於0.995倍，多孔板42的開孔與整流構件43的開孔的相對位置的偏移量增大，從而擔心熱處理室2內的寬度方向風速分布的劣化。而且，即便大於1.005倍，偏移的方向相反，從而亦同樣地擔心劣化。更佳的是，整流構件的開孔間距P2與多孔板的開孔間距P1如圖5所示成為相同。

方向轉換板41的形狀在如下範圍內被賦予傾斜(請參照圖3)，即：噴嘴長度方向的前端的多孔板42與方向轉換板41的對向距離x、與熱風吹出噴嘴4的長度L的比(x/L)設為小於0.030倍；熱風吹出噴嘴4的入口寬度w、與熱風吹出噴嘴4的噴嘴長度L的比(w/L)設為小於0.50倍的範圍。藉由該範圍的傾斜，熱風的方向轉換、與從熱風入口40到噴嘴前端側的流量受到控制，從而能夠遍及噴嘴長度L而使吹出通量均勻化。

圖4模式性地表示熱風吹出噴嘴4的多孔板42與整流構件43的位置關係。

多孔板42與整流構件43的開孔面為對面的距離y(請參照圖3)是：較佳為7 mm以內。在剛通過多孔板後的位置處，熱風的朝向不與前驅物纖維束10的走行方向並行，而流線為傾斜。因此，若多孔板42與整流構件43之間的距離y為7 mm以內，則對於如下方面而言較佳，即：抑制朝向熱風吹出噴嘴4的長度方向前端側的流線的傾斜的影響，並進行熱風的吹出通量分布的均勻化。

進而，多孔板42與格子狀或蜂窩狀的整流構件43之間的距離y是：較佳為儘可能地接近0。

為了保持多孔板42與整流構件43的相對位置關係，而使用定位構件進行連結。整流構件與多孔板的位置關係固定為一定的位置關係，若未對熱風的吹出造成影響，則為任何方法均可。例如，可為如下的方法：使具有與多孔板42相鄰的整流構件的間隔為相同的寬度的定位銷豎立，並藉由嵌入整流構件43，而在熱處理室2內的寬度方向上以多孔板42與整流構件43不發生偏移的方式而加以固定的方法；在整流構件的外框嵌入多孔板的外框的方法；利用螺栓與螺母進行固定的方法；在整流構件的若干開孔中，嵌入了：與安裝在多孔板的整流構件的開孔為相同的形狀的突起的方法；將鉤子鉤掛在指定部位的方法等。而且，較佳為，連結構件是為了容易維護而可被卸除。

圖7模式性地表示熱風吹出噴嘴的多孔板的開孔方法。多孔板42的孔數、與作為整流構件43的格子或蜂窩的孔數並非必須相同，為了將開孔率限制在規定的範圍內，任意決定多孔板42的孔設置位置即可。此時，多孔板42的孔設置位置較佳為：以獲得整體平衡的方式來設置。

如以上說明般，藉由使用了本發明的熱風吹出噴嘴的耐火熱處理爐，將熱風吹出噴嘴設為簡易構造，並且藉由將熱風的吹出通量的分布均勻化而可遍及整個熱處理室內，可使傳熱性能均勻化，進而，藉由使用開孔大的構件，容易防止由所產生的矽酮(silicone)系化合物引起的噴嘴的阻塞。而且，圖2的構成中，設為如下的耐火熱處理爐，即：以循環管路8成為外側的方式，在前驅物纖維束(precursor fiber strand)10的寬度方向上對稱地配置、並增大被處理物通過路徑的寬度，進而，以熱風吹出噴嘴4背對背的方式而在長度方向上對稱地配置，藉此，可維持通量分布的均勻性，並增加每單位時間的處理量。

[實例]

以下，列舉實例對本發明進行具體說明。然而，本發明並不限定於這些實例。

測定方法為以下所述。

(風速)

耐火熱處理爐內的風速是藉由葉片式風速計(佐藤製作所製作，製品名“SK-95F”)而測定。

[實例1]

在圖3所示的熱風吹出噴嘴中，噴嘴長度L=2050 mm，熱風入口的寬度w=700 mm，方向轉換板的前端與多孔板的距離x=50 mm，多孔板的等效直徑d=12 mm，此時，熱風入口的寬度w與熱風吹出噴嘴的長度L的比w/L為0.34，方向轉換板的前端與多孔板的距離x、和熱風吹出噴嘴的長度L的比x/L為0.024。

而且，整流構件中，使用San Technology(股份)公司製造的不鏽鋼蜂窩(stainless honeycomb)(型號SH-01100-26，對邊尺寸26 mm，板厚0.1 mm，縱深145 mm)。亦即A/B=4.8。此時，圖4所示的多孔板的孔的開孔間距P1設為：與不鏽鋼蜂窩的開孔間距P2為相同的22.5 mm間距。此時，開孔率為17%。進而如圖5所示，以將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的、各自的中心位置成為一致的方式來進行調整。而且，多孔板與整流構件的間隙y為0 mm，從而設為密接構造。

在自吹出噴嘴離開2 m的位置處，以平均風速成為3 m/s的方式、利用風扇(未圖示)來調整風量並對噴嘴進行送風，在自熱風處理室內的吹出噴嘴算起的2 m下游的位置處進行風速測定。而且，當在2 m下游的位置處、在吹出噴嘴的長度方向上以熱風入口作為起點時，將265 mm、365 mm、705 mm、1145 mm、1585 mm、1925 mm、2025 mm的共計7點設為測定位置。在各測定位置各實施10次風速測定，並將其平均值設為各位置的風速值。而且，使用該風速值，在噴嘴長度方向的7點算出各條件下的平均風速與風速分布。

其結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±5%。

[實例2]

除了將多孔板與蜂窩(整流構件)的開孔重合於同一平面時的各自的中心的偏移量設為1.5 mm以外，與實例1同樣地進行風速的測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±5%。

[實例3]

在圖3所示的熱風吹出噴嘴中，設為：噴嘴長度L=1850 mm，熱風入口的寬度w=375 mm，方向轉換板的前端與多孔板之間的距離x=10 mm，多孔板的等效直徑d=14 mm，此時的熱風入口的寬度w與熱風吹出噴嘴的長度L的比w/L為0.20，方向轉換板的前端與多孔板的距離x、和熱風吹出噴嘴的長度L的比x/L為0.005。

而且，整流構件使用的是San Technology(股份)公司製造的不鏽鋼蜂窩(型號SH-01100-16，對邊尺寸為16 mm，板厚0.1 mm，縱深為80 mm)。亦即A/B=4.3。此時，圖4所示的多孔板的孔的開孔間距P1設為：與不鏽鋼蜂窩的開孔間距P2為相同的13.9 mm間距。此時的多孔板的開孔率為29%。進而，以將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的、各自的中心位置成為一致的方式來進行調整。而且，多孔板與整流構件的間隙y為0 mm，從而設為密接構造。

在自吹出噴嘴離開2 m的位置處，利用風扇(未圖示)以平均風速成為3 m/s的方式來調整風量並對噴嘴送風，在自吹出噴嘴算起的2 m下游的位置處進行風速的測定。而且，在2 m下游的位置、且在吹出噴嘴的長度方向上以熱風入口作為起點時，將100 mm、247 mm、594 mm、941 mm、1288 mm、1635 mm、1750 mm的共計7點設為風速的測定位置。在各測定位置各實施10次的風速測定，將其平均值設為各位置的風速值。而且，使用該風速值，在噴嘴長度方向的7點算出各條件下的平均風速與風速分布。

其結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±9%。

[實例4]

除了將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的、各自的中心的水平方向的偏移量z設為1 mm以外，與實例3同樣地進行風速的測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±9%。

實例1~實例4中，成為全部滿足申請專利範圍的數值範圍的條件，從而風速分布不均是良好的。藉由多孔板的壓損與方向轉換板的傾斜、進而多孔板與蜂窩的配置關係的適當化，而實現朝向各蜂窩孔的流入量的均勻化，藉由通過規定長度的蜂窩而在與前驅物纖維的走行方向並行的方向具有直進性，從而實現風速分布的均勻化。而且，實例2與實例4分別相對於實例1與實例3，在滿足申請專利範圍第2項的範圍內，錯開將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的各自的中心，但並不會對風速不均造成影響。

[實例5]

除了熱風入口的寬度w=1200 mm，亦即(w/L)設為0.59以外，與實例1同樣地進行風速的測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±10%。

[實例6]

除了方向轉換板的前端與多孔板的距離x=80 mm，亦即x/L=0.039以外，與實例5同樣地進行風速的測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±9%。

實例5藉由擴大熱風吹出噴嘴的入口寬度，而處於條件(9)的範圍外，實例6進而擴大多孔板、與噴嘴前端的方向轉換板之間的距離，就該點而言處於條件(8)及條件(9)的範圍外。風速分布均良好，但比起滿足全部申請專利範圍的實例1，具有風速不均增大的傾向。

[實例7]

多孔板的孔的開孔間距P1在設為：與不鏽鋼蜂窩的開孔間距P2為相同的22.5 mm間距的狀態下，除了將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的、蜂窩的外接圓的中心與多孔板的中心的水平方向的偏移的距離設為4 mm以外，與實例1同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±16%。

實例7中，在將多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的、多孔板的孔中心與蜂窩的外接圓的中心在水平方向上偏移時，因蜂窩內的偏流的傾向增強，與實例1相比，具有風速不均的值增大的傾向。

[實例8]

除了將多孔板與作為整流構件的蜂窩的開孔面的面對面的間隙y設為5 mm以外，與實例1同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±15%。

[實例9]

除了將多孔板與作為整流構件的蜂窩的開孔面的面對面的間隙y設為10 mm以外，與實例1同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均是良好的，為±20%。

實例8處於條件(7)的範圍內，實例9因擴大了多孔板與蜂窩的距離所以處於條件(7)的範圍外。從熱風入口流入、並通過多孔板的流線是：因相對於前驅物纖維的走行方向而朝向噴嘴前端側傾斜，若多孔板與蜂窩之間的距離大，則無法均勻地流入至各蜂窩孔，存在噴嘴前端部的風速變快，而風速不均增大的傾向。

[比較例1]

除了設為多孔板的孔徑d=18 mm、開孔率為37%以外，與實例1同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均為±45%，從而風速不均是大的。

比較例1中因增大了開孔率，所以處於條件(2)的範圍外。若開孔率過於增大，則自熱風吹出噴嘴前端側吹出的風速增大，風速分布大幅地劣化。

[比較例2]

整流構件使用的是San Technology(股份)公司製造的不鏽鋼蜂窩(型號SH-01100-26，對邊尺寸為26 mm，板厚為0.1 mm，縱深為100 mm)。亦即A/B=3.3。除此以外與實例1同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均為±25%，風速不均是大的。

[比較例3]

整流構件使用的是San Technology(股份)公司製造的不鏽鋼蜂窩(型號SH-01100-16，對邊尺寸16 mm，板厚0.1 mm，縱深50 mm)。亦即A/B=2.7。除此以外，與實例3同樣地進行風速測定。結果如表1所示，遍及噴嘴的長度方向的風速不均為±35%，風速不均是大的。

因為比較例2及比較例3中，蜂窩的熱風通過距離短，所以處於條件(1)的範圍外。若蜂窩的熱風通過距離過短，則自熱風吹出噴嘴的吹出口通量成為斜流地吹出，如比較例2及比較例3所示，結果風速不均增大。因此，整流構件熱風通過距離、與整流構件的格子或蜂窩構件的對邊間距離的比A/B較佳是，設為4.0倍以上。

1‧‧‧耐火熱處理爐

2‧‧‧熱處理室

3‧‧‧導輥

4‧‧‧熱風吹出噴嘴

5‧‧‧熱風吸入噴嘴

6‧‧‧熱風加熱器

7‧‧‧送風機

8‧‧‧循環管路

9a‧‧‧第1導出入口

9b‧‧‧第2導出入口

10‧‧‧前驅物纖維束

40‧‧‧熱風入口

41‧‧‧方向轉換板

42‧‧‧多孔板

43‧‧‧整流構件

A‧‧‧整流構件的熱風通過距離

B‧‧‧整流構件的一個開孔的水平方向的最大距離

L‧‧‧熱風吹出噴嘴的縱深方向的全長

P1‧‧‧多孔板的開孔的開孔間距

P2‧‧‧整流構件的開孔的開孔間距

w‧‧‧熱風吹出噴嘴的入口寬度

x‧‧‧噴嘴前端的多孔板與噴嘴前端的方向轉換板之間的距離

y‧‧‧多孔板與整流構件的開孔面的面對面的距離

z‧‧‧多孔板與整流構件的開孔重合於同一平面時的各自的中心的水平方向的偏移量

圖1是模式性地表示本實施形態的代表性的耐火熱處理爐的構造的側剖面圖。

圖2是模式性地表示上述耐火熱處理爐的內部的平剖面圖。

圖3是將上述熱風吹出噴嘴的構造放大而模式性地表示的平面圖。

圖4是模式性地表示從整流構件側觀察到的上述熱風吹出噴嘴的多孔板及整流構件的開孔的偏移的正視圖。

圖5是模式性地表示從整流構件側觀察到的上述熱風吹出噴嘴的多孔板及整流構件的開孔中心一致時的正視圖。

圖6是模式性地表示從多孔板側觀察到的本發明的耐火熱處理爐的熱風吹出噴嘴的多孔板及整流構件的開孔位置偏移時的正視圖。

圖7是模式性地表示本發明的耐火熱處理爐的熱風吹出噴嘴的多孔板的開孔方法的正視圖。