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WO2008053947A1 - Procédé de refroidissement de bande d'acier laminée à chaud - Google Patents

Procédé de refroidissement de bande d'acier laminée à chaud Download PDF

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WO2008053947A1
WO2008053947A1 PCT/JP2007/071275 JP2007071275W WO2008053947A1 WO 2008053947 A1 WO2008053947 A1 WO 2008053947A1 JP 2007071275 W JP2007071275 W JP 2007071275W WO 2008053947 A1 WO2008053947 A1 WO 2008053947A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
cooling
steel strip
water
temperature
cooling water
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2007/071275
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Satoshi Ueoka
Takashi Kuroki
Nobuo Nishiura
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Family has litigation
First worldwide family litigation filed litigation Critical https://patents.darts-ip.com/?family=39344287&utm_source=google_patent&utm_medium=platform_link&utm_campaign=public_patent_search&patent=WO2008053947(A1) "Global patent litigation dataset” by Darts-ip is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to CN2007800408574A priority Critical patent/CN101534971B/zh
Priority to CA2668000A priority patent/CA2668000C/en
Priority to EP07831009.1A priority patent/EP2072157B1/en
Priority to US12/311,536 priority patent/US8051695B2/en
Publication of WO2008053947A1 publication Critical patent/WO2008053947A1/ja
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Ceased legal-status Critical Current

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    • C21D9/56—Continuous furnaces for strip or wire
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    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
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    • C21D8/0263—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips characterised by the heat treatment following hot rolling
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    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/52—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for wires; for strips ; for rods of unlimited length

Definitions

  • the present invention is a method for cooling a hot-rolled steel strip after hot rolling by bringing it into contact with cooling water, in particular,
  • the present invention relates to a method for cooling a hot-rolled steel strip capable of controlling the cooling end temperature when cooling to 500 ° C. or lower with high accuracy.
  • the slab heated at high temperature is rolled to the desired size and material and then cooled on the runout table.
  • the purpose of water cooling is to adjust the desired materials such as strength and ductility mainly by controlling the precipitates and transformation structure of the steel strip. In particular, it is very important to accurately control the cooling end temperature in order to ensure the target material without variation.
  • the first cause is water boiling.
  • the cooling water boils when it is flooded into the steel strip, but the boiling form changes at a certain temperature and the heat transfer capacity changes, and if the cooling water is cooled to a temperature lower than this temperature, the cooling end temperature is reduced. Accuracy may not be well controlled.
  • the cooling rate changes with temperature, and if the cooling is terminated (stopped) in the temperature range where the film boiling state transitions to the transition boiling state, in the transition boiling region, Since the cooling rate increases at an accelerated rate, there is a problem that the steel strip temperature becomes significantly lower than the target even if the cooling control time is slightly increased.
  • transition boiling start temperature is about 500 ° C.
  • cooling water stays on the steel strip.
  • laminar cooling is performed using a circular tube nozzle or slit nozzle, but the cooling water that collides with the upper surface of the steel strip is It flows out in the direction of the steel strip while riding on top.
  • the cooling water on the upper surface of the steel strip is removed by draining purge, etc., but the conventional draining purge is performed away from the point where the cooling water was poured into the steel strip, Only the part where the cooling water stays on the surface is overcooled.
  • Patent Document 1 discloses a method of injecting cooling water onto both the upper and lower surfaces of a hot-rolled steel strip in a high temperature range where the cooling water causes film boiling, and injecting cooling water only to the lower surface of the steel strip in a transition boiling temperature region. Has been. This cooling method eliminates the instability of the water film formed on the upper surface of the steel strip and the accompanying cooling capacity by cooling the transition boiling temperature range on the lower surface. This is to achieve constant cooling.
  • Patent Document 2 discloses a method of cooling with low-temperature cooling water first and then cooling with high-temperature cooling water at 80 ° C. or higher from the transition boiling temperature range.
  • this cooling method by using warm water as cooling water, the transition boiling start temperature is shifted to the low temperature side, thereby extending the film boiling duration and achieving stable cooling.
  • a water cooling device and a gas cooling device are provided as cooling devices, water cooling is performed using a water cooling device in a high temperature region, and a gas cooling device is used in a temperature region below the transition boiling start temperature.
  • a method of performing gas cooling is disclosed. This cooling method is intended to achieve temperature stability in the low temperature range by using gas cooling that does not cause boiling in the low temperature range and enables stable cooling.
  • Patent Document 4 discloses a method in which the first half of the run-out table is cooled to about 400 ° C. with hot water of 80 to 100 ° C. and then cooled with cooling water having a lower temperature than that of the first half of the run-out table. ing.
  • the cooling water in the first half of the run-out table is made hot water, the transition boiling start temperature is shifted to the low temperature side, and the low temperature side is cooled with cooling water having a water temperature that can be cooled by nucleate boiling. It is intended to achieve temperature stability in the region.
  • the cooling zone for continuously pouring and cooling the steel strip after hot finish rolling is divided into a first half zone and a second half zone, and the first half zone has a high cooling capacity (water density: 1.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Publication No. 6-248
  • Patent Document 2 Japanese Patent Laid-Open No. 6-71339
  • Patent Document 3 Japanese Patent Laid-Open No. 2000-313920
  • Patent Document 4 Japanese Patent Laid-Open No. 5-8-7 1 3 3 9
  • Patent Document 5 Japanese Patent Laid-Open No. 2 0 0 3-2 5 0 0 9 Disclosure of Invention
  • Patent Document 1 can reduce temperature unevenness due to stagnant water on the upper surface of the steel strip, it passes through the transition boiling temperature region where cooling instability occurs only by injecting cooling water to the lower surface of the steel strip. Therefore, the accuracy of the cooling end temperature is inevitably reduced.
  • the cooling water temperature in the first half of the cooling (first half of the run-out table) is set to a high temperature of 80 ° C or higher, and the cooling water temperature is lowered in the second half of the cooling. Is cooled by film boiling, and in the latter half of cooling it is cooled by nucleate boiling.
  • This method is very effective as a method for avoiding transition boiling where cooling becomes unstable.
  • a very large amount of hot water is required in the first half of cooling. That is, in general amount of cooling water per unit area used in the runout table is 0. 7 ⁇ 1. 2 m 3 min . M 2 approximately when many, the amount of water injected into the steel strip and 1 • 0 0 m 3 Zm in order Very large amount. Therefore, the method of Patent Document 4 W
  • the cooling performed in Patent Document 5 is to reduce the amount of cooling water in the region where the steel strip temperature is low, and the effect obtained physically is to shift the transition boiling start temperature to the low temperature side. It is an effect.
  • the transition boiling start temperature shifts to the low temperature side due to the lowering of the cooling water, the effect is limited, and if you try to control it to a lower cooling end temperature, the transition boiling temperature at which cooling instability occurs Since it is unavoidable to pass through the area, the accuracy of the cooling end temperature is inevitably lowered.
  • the effect of stagnant water on the steel strip is not taken into account, and temperature deviations are unavoidable.
  • an object of the present invention is a cooling method that can solve the above-described problems of the prior art and can be carried out with a small amount of equipment and processing cost, with little temperature unevenness of the steel strip after cooling, and cooling completion.
  • An object of the present invention is to provide a method for cooling a hot-rolled steel strip that can control the temperature with high accuracy, and in particular, can control the cooling end temperature in a temperature range of 500 ° C. or lower with high accuracy.
  • the present inventors pay attention to the fact that the transition boiling start temperature and the nucleate boiling start temperature shift to a higher temperature side as the amount of cooling water injected into the hot-rolled steel strip is higher, and a cooling process on the higher temperature side
  • cooling is stopped at a steel strip temperature higher than the transition boiling start temperature, and in the subsequent cooling step (lower stage of cooling), cooling is performed at the cooling water density that causes nucleate boiling. It was found that the instability of cooling due to transition boiling could be avoided reliably.
  • the present invention has been made on the basis of such findings and has the following gist.
  • a method of cooling hot-rolled steel after hot rolling by bringing it into contact with cooling water comprising a first cooling step and a second cooling step following the first cooling step,
  • the method of cooling a hot-rolled steel strip is characterized in that the cooling is stopped at a steel strip temperature higher than the transition boiling start temperature, and in the subsequent second cooling step, cooling is performed with cooling water having a water density that causes nucleate boiling. .
  • cooling is performed with cooling water having a water volume density of 350 to 1200 L / min.m 2 and at a steel strip temperature higher than 500 ° C. Cooling is stopped, and in the subsequent second cooling step, at least the upper surface of the steel strip is injected with cooling water with a water density of 2000 LZm i n.m 2 or higher, and cooled to a steel strip temperature of 500 ° C or lower.
  • a method for cooling a hot-rolled steel strip is performed with cooling water having a water volume density of 350 to 1200 L / min.m 2 and at a steel strip temperature higher than 500 ° C.
  • cooling is performed with cooling water having a water density exceeding 1200 L / min n 2 in the first stage of the first cooling process, and 350 to 1200 in the subsequent stage of the same process. Cooling with cooling water with water density of L / mi n.m 2
  • Cooling is stopped at a steel strip temperature of 600 ° C, and in the subsequent second cooling step, cooling water with a water density of at least 2500 L / min.m 2 is poured into at least the upper surface of the steel strip. To cool the hot-rolled steel strip.
  • the second cooling step at least the upper surface of the steel strip is cooled by laminar cooling or jet cooling, and the laminar cooling or jet cooling is performed.
  • the method for cooling a hot-rolled steel strip is characterized in that the jetting speed of cooling water from the cooling water supply nozzle is 7 mZ seconds or more.
  • the cooling instability due to the transition boiling can be surely avoided, so that the temperature unevenness of the steel strip after cooling is small and the cooling end temperature is reduced.
  • Fig. 1A and Fig. IB are explanatory diagrams schematically showing the relationship between the surface temperature of the steel strip and the heat flux when cooling the hot-rolled steel strip with cooling water.
  • Fig. 2 is a graph showing the relationship between the cooling water density, the transition boiling start temperature, and the nucleate boiling start temperature in cooling the hot-rolled steel strip with cooling water.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram showing an example of a hot-rolled steel strip production line used for carrying out the present invention and the implementation status of the present invention in this production line.
  • Fig. 4 is a graph showing the relationship between the cooling water density and the thickness of the liquid film formed on the upper surface of the steel strip when cooling the hot-rolled steel strip with cooling water.
  • FIG. 5 is an explanatory view showing an embodiment of a cooling water injection mode in the method of the present invention.
  • FIG. 6 is an explanatory view showing an embodiment of the cooling water draining means in the method of the present invention.
  • FIG. 7 is an explanatory view showing another embodiment of the cooling water draining means in the method of the present invention.
  • FIG. 8 is an explanatory diagram showing another embodiment of the cooling water draining means in the method of the present invention. It is.
  • FIG. 9 is a temperature chart in the longitudinal direction of the steel strip on the outlet side of the rear runout table in Example 1 of the embodiment.
  • FIG. 10 is a temperature chart in the longitudinal direction of the steel strip on the outlet side of the rear runout table in Comparative Example 1 of the embodiment.
  • the cooling method of the present invention is a method of cooling a hot-rolled steel strip after hot rolling by bringing it into contact with cooling water, and has a first cooling step and a second cooling step subsequent thereto, In the first cooling step, cooling is stopped at a steel strip temperature higher than the transition boiling start temperature, and in the subsequent second cooling step, cooling is performed with cooling water having a water density that causes nucleate boiling.
  • the steel strip temperature is the steel strip surface temperature.
  • Fig. 1 A and Fig. IB schematically show the relationship between the surface temperature of the steel strip and the heat flux (the amount of heat taken away from the steel strip) when cooling the steel strip by injecting cooling water.
  • A shows the heat flux and boiling pattern at the normal cooling water density in runout cooling
  • Fig. 1 B shows the heat flux and boiling pattern when the cooling water density is increased under such normal runout cooling conditions. Shows changes. According to this, film boiling occurs in the region where the steel strip surface temperature is high, and the heat flux is low. As heat transfer characteristics, the transition boiling start temperature and the nucleate boiling start temperature shift to higher temperatures as the cooling water density increases.
  • the run-out cooling process is divided into a high temperature side cooling process (first cooling process) and a low temperature side cooling process (second cooling process). If the cooling is stopped at the steel strip temperature higher than the starting temperature, the cooling water flow density is increased in the subsequent cooling process on the low temperature side, and cooling is performed at the cooling water density that causes nucleate boiling, the passage through the transition boiling temperature region is completely avoided. be able to. . As shown in Fig. 1A and Fig. IB, in normal run-out cooling, transition boiling starts at about 500 ° C, and the heat flux increases as the steel strip temperature decreases.
  • the cooling process on the high temperature side (first cooling process) is set to about 500 ° C, normal run-out cooling is performed up to about 500 ° C, and the cooling water density is reduced in the subsequent cooling process on the low temperature side. If it is made larger and cooled in the nucleate boiling temperature region, transition boiling does not occur in run-out cooling, so that the cooling end temperature can be controlled with high accuracy.
  • jet cooling is performed using a plurality of circular tube nozzles arranged in the width direction and longitudinal direction of the steel strip, and at that time, the cooling water density (the amount of cooling water injected per unit area) is changed.
  • the transition boiling start temperature and nucleate boiling start temperature were investigated from the cooling temperature history. The result is shown in Fig.2. According to this, the higher the cooling water density, the higher the transition boiling start temperature and the nucleate boiling start temperature, and the cooling water density is 2000 LZm i n. It can be seen that it should be 2 or more. In addition, the transition boiling start temperature is about 500 ° C or less in the region of 1 200 LZm i n. M 2 or less (350 to 1200 L / min 2 m 2 ), which is the cooling water density of general run-out cooling. I understand that.
  • the first cooling step (the hot side of the cooling step), from a common Ran'nau bets cooling conditions 350 ⁇ 1200 L / mi n.
  • the cooling water density is 500 L / min n 2 or more.
  • transition boiling starts at around 500 ° C, but the transition boiling start temperature varies somewhat depending on the properties of the steel strip surface, so the transition boiling temperature is more reliably determined.
  • the first cooling step stops cooling at a somewhat higher strip temperatures than 5 00 ° C, followed by a second in the cooling step 2 000 L / mi multipurpose than n. m 2
  • good Mashiku is 2500 L / mi n.
  • Coolant in m 2 or more water density is supplied to at least the strip upper surface It is preferable.
  • the lower surface of the steel strip does not cause temperature unevenness caused by stagnant water unlike the upper surface of the steel strip, so the cooling water density is not less than 2000 LZm i n.m 2 as with the upper surface of the steel strip. It does not have to be.
  • the temperature unevenness may increase, so the cooling water injected to the bottom surface of the steel strip is 2000 L / min 2 m2 or more, as with the top surface of the steel strip.
  • the water density is 2500 L / min.m 2 or more.
  • the condition required for the first cooling step is that the cooling is stopped at a steel strip temperature higher than the transition boiling start temperature. Therefore, the magnitude of the cooling water flow density is set in the cooling step. Changing as appropriate does not prevent it. For example, for the purpose of adjusting the material and shortening the cooling time, the size of the cooling water flow density may be set as pre-process> post-process.
  • cooling is performed at a cooling water density of more than 1200 L / min 2 m2, which is higher than the general run-out cooling conditions, and in the subsequent stage of the same process, Cooling at a cooling water density of 350 to 1200 L / min 2 , which is a suitable run-out cooling condition, and stops cooling at a steel strip temperature higher than 500 ° C (preferably 550 to 600 ° C).
  • the second cooling step can be performed under the conditions described above.
  • the water density in the latter runout table is 0.05 to 0.3m 3 Zm i n.m 2 (50 to 300 LZ min n.m 2 ),
  • the transition boiling start temperature can be lowered to about 400 ° C, so stable cooling is possible up to 400 ° C.
  • cooling below this temperature is still possible in the transition boiling temperature range.
  • the low temperature side can be completely cooled in the nucleate boiling temperature range, so that even if the cooling end temperature is lowered, the temperature unevenness after cooling and the cooling end temperature are reduced.
  • FIG. 3 shows an example of a hot-rolled steel strip production line used for the implementation of the present invention and the implementation status of the present invention in this production line.
  • the steel strip S hot-rolled steel strip
  • the finish rolling mill group 1 is cooled to a predetermined temperature by the run-out table 2, and then the coiler 3 It is scraped off.
  • cooling water is supplied from the cooling water supply means 4a installed above the runout table 2 and the cooling water supply means 4b installed between the table rollers. Is injected.
  • a cooling water supply nozzle for example, a circular tube nozzle or slit nozzle for laminar cooling or jet cooling, a spray nozzle for spray cooling, etc.
  • a cooling water supply nozzle for example, a circular tube nozzle or slit nozzle for laminar cooling or jet cooling, a spray nozzle for spray cooling, etc.
  • the runout table 2 includes an upstream runout table portion 20 (hereinafter referred to as “front-stage runout table 2 0” for convenience) and a downstream runout table portion 2 1 (hereinafter referred to as “rear-stage runout table 2 1” for convenience).
  • the first runout table 2 (first cooling step (high-temperature side cooling step) is performed in this stage, and the second cooling step (low-temperature side cooling step) is subsequently performed in the second-stage runout table 21.
  • 10 is between the finishing mill group 1 and the front runout table 20, between the front runout table 20 and the rear runout table 21, and the runout table. This is a radiation thermometer for measuring the temperature of steel strips installed between 2 and coiler 3 respectively.
  • Cooling methods by bringing cooling water into contact with the steel strip include laminar cooling, spray cooling, jet cooling, and mist cooling.
  • laminar cooling is a cooling method in which liquid in a continuous laminar flow state is ejected from a circular tube or a slit-shaped nozzle.
  • Spray cooling is a cooling method in which liquid is sprayed as droplets by pressurizing and spraying the liquid.
  • Jet cooling is a cooling method in which continuous turbulent liquid is ejected from a circular tube or slit-shaped nozzle.
  • Mist cooling is a cooling method in which a liquid is sprayed, and a pressurized gas and liquid are mixed into droplets.
  • the cooling method to be used is not particularly limited.
  • the density of the cooling water injected into the steel strip in the second cooling step is set to 2 0 00 L / min.m 2 or more, preferably 2 5 0 0 L / min. m 2 or more is required, but when this amount of water is injected into the steel strip, the cooling water is drained only on both sides of the steel strip on the upper surface of the steel strip, so a thick liquid film is formed on the steel strip. End up.
  • FIG. 4 shows the results of investigating the relationship between the water density of the cooling water and the thickness of the liquid film on the upper surface of the steel strip in an experiment in which cooling water was poured onto the upper surface of the steel strip with a width of 2 m.
  • the liquid film thickness is close to 50 mm.
  • spray cooling and mist cooling the cooling water sprayed from the nozzle is divided into droplets.
  • air resistance increases and it is easy to decelerate. It is unsuitable.
  • the cooling water supply nozzles used for laminar cooling and jet cooling are generally circular pipe nozzles and slit nozzles, but there is no problem in adopting either one.
  • a circular nozzle When cooling the upper surface of the steel strip with laminar cooling or jet cooling with cooling water with a water density of 2 200 L / min.m 2 or more, preferably 25 500 L_min.m 2 or more, a circular nozzle
  • the cooling water injection speed from the slit nozzle is preferably 7 m / sec or more.
  • a flow velocity of 7 m / sec or more is required.
  • the injected coolant immediately leaves the surface of the steel strip due to gravity, and a liquid film is not formed on the steel strip surface. Therefore, a cooling method such as spray cooling may be used. Even when jet cooling is used, the cooling water injection speed may be less than 7 mZ seconds.
  • the circular pipe nozzle is small in size, the amount of water per one is reduced, but it is only necessary to arrange a plurality of nozzles in the steel strip width direction and longitudinal direction so as to obtain a predetermined water density. .
  • the diameter of the hole of the circular tube nozzle is 3 to 2 5 About mm is preferable. If the nozzle hole diameter is less than 3 mm, clogging with foreign substances will occur. On the other hand, if it exceeds 25 mm, the flow rate will be too high if an attempt is made to achieve the above injection speed (above 7 mZ seconds). It is too uneconomical.
  • the cooling water injected on the upper surface of the steel strip is quick. It is preferable to be removed. For this reason, (i) the water injection form is adopted so that the cooling water does not stay on the upper surface of the steel strip. (Ii) the cooling water injected on the upper surface of the steel strip is forcibly discharged outward on both sides of the steel strip by the draining means. It is preferable to perform at least one of the following.
  • the cooling water jetted from two cooling water supply nozzles or 'two cooling water supply nozzle groups is slanted in the direction of the steel strip passage line.
  • water is injected from the cooling water supply nozzle onto the upper surface of the steel strip so that both cooling water streams collide on the steel surface.
  • both cooling water streams collide on the steel strip surface, so that water is pushed out in the width direction of the steel strip and quickly discharged to the outside on both sides of the steel strip. Therefore, the cooling water poured onto the upper surface of the steel strip is quickly removed from the upper surface of the steel strip without stagnation.
  • FIG. 5 shows an embodiment of the present invention, in which two nozzle groups Al and A2 for laminar cooling or jet cooling are arranged along the steel strip passage line direction, and each nozzle group Al and A2 is made of steel. It consists of three cooling water supply nozzles 5a to 5c and cooling water supply nozzles 5d to 5f (for example, circular pipe nozzles, slit nozzles, etc.) arranged at intervals along the band plate line direction. Yes. Then, the jets 6 of cooling water from these two nozzle groups Al and A2 collide with the upper surface of the steel strip S obliquely from above while facing each other diagonally in the direction of the steel strip passage line.
  • the cooling water flow injected from the two nozzle groups Al and A2 is injected so that it collides on the steel strip surface.
  • the cooling water flow injected from the two cooling water supply nozzles 5 Water may be poured so that it collides on the steel strip surface.
  • the smaller the angle 0 that forms the steel strip surface of the jet water stream 6 that strikes the upper surface of the steel strip S obliquely from the upper side the better the water draining property and the less the accumulated water on the steel strip.
  • the cooling water (residual water) after reaching the steel strip flows along the surface of the steel strip, but the velocity component in the flow direction becomes small and a reverse flow is generated.
  • the cooling water supply nozzle 5 that injects from the upstream side to the downstream side in the traveling direction of the steel strip, a part of the accumulated water flows out upstream from the arrival position (collision position) of the jet water flow 6. Otherwise, there is a risk that the cooling area will become unstable. For example, when nozzle groups Al and A2 as shown in Fig.
  • the nozzle group A1 stays upstream from the arrival position (collision position) of the jet water flow 6 of the cooling water supply nozzle 5a on the uppermost stream side of the nozzle group A1. There is a risk that part of the water will flow out. Therefore, in order to ensure that two (or two groups) water streams that have collided with each other on the upper surface of the copper strip flow reliably in each direction, and make both water streams collide on the steel strip surface, the angle 0 should be less than 60 ° Desirably, it is preferably 50 ° or less.
  • the angle 0 is preferably 30 ° or more, and more preferably 45 ° or more.
  • the cooling water poured onto the upper surface of the steel strip can be forcibly discharged to the outside on both sides of the steel strip quickly (that is, as close as possible to the water injection position).
  • a draining means for example, a draining roll disposed along the width direction of the upper surface of the steel strip can be used.
  • FIG. 6 shows an embodiment in the case where a roll is used as the water draining means, and the steel strip is applied to the water injection position of the nozzle group A3 composed of a plurality of cooling water supply nozzles 5 for laminar cooling or jet cooling. Draining holes 7a and 7b are respectively arranged on the upstream and downstream sides of the passage line. Cooling water poured from nozzle group A3 (in this example, cooling water poured vertically) is dammed between draining rolls 7a and 7b. By stopping, it flows in the width direction of the steel strip S and is forcibly discharged outward from both sides of the steel strip. -Fig.
  • FIG. 7 shows another embodiment in which a roll is used as the water draining means, with respect to the water injection position of the nozzle group A4 consisting of a plurality of cooling water supply nozzles 5 for laminar cooling or jet cooling.
  • a draining spout 7 is arranged on the downstream side of the steel strip passing plate line, and cooling water is injected obliquely from the nozzle group A4 toward the downstream side of the steel strip passing plate line. Cooling water injected from nozzle group A4 flows in the width direction of steel strip S by being blocked by draining roll 7, and is forcibly discharged outward from both sides of steel strip.
  • a high-pressure fluid for purging (high-pressure gas, high-pressure water, etc.) can be used. That is, cooling water is dammed by spraying high-pressure fluid from the diagonally upward direction in the direction of the steel strip passage to the cooling water that is poured onto the steel strip and flows along the steel strip surface. By making it flow in the width direction, it is forcibly discharged outward from both sides of the steel strip.
  • a gas such as air or high-pressure water is usually used.
  • FIG. 8 shows one embodiment of the present invention, with respect to the water injection position of nozzle group A5 consisting of a plurality of cooling water supply nozzles 5 for laminar cooling or jet cooling,
  • the high-pressure fluid spray nozzles 8a and 8b are provided on the downstream side, and the steel strip is passed by the spray nozzles 8a and 8b to the cooling water sprayed from the nozzle group A5 and reaching the upper surface of the steel strip S
  • High pressure fluid 9 is sprayed from diagonally above the plate line direction.
  • the cooling water is blocked by the high-pressure fluid 9 and flows in the width direction of the steel strip and is forcibly discharged outward from both sides of the steel strip.
  • the above-described draining roll and high-pressure fluid may be used in combination.
  • the hot-rolled steel strip production line shown in Fig. 3 was manufactured under the following conditions. After a slab having a thickness of 24 O mm was heated to 120 ° C. in a heating furnace, the slab was rolled to a thickness of 35 mm by a roughing mill, and further, a sheet thickness of 3.2 by a finishing mill group 1 was used. mm Rolled in.
  • the steel strip after rolling was cooled from 8600 ° C. to 300 ° C. (target cooling end temperature) on the front runout table 20 and the rear runout table 21, and then scraped off by the coiler 3.
  • the target tolerance of the cooling end temperature is set to 60 ° C or less, preferably 40 ° C or less, over the entire length of the steel strip.
  • the cooling water supply nozzle 5 placed on the front runout table 20 has a circular pipe lamina nozzle on the upper surface side of the steel strip and a spray nozzle on the lower surface side of the steel strip, except for the invention example 1 2 and 1 0 0 0 L / Cooling water was poured at a water density of min. m 2 and the jet rate of cooling water on the upper surface side of the steel strip was 4 mZ seconds.
  • a mechanism that can adjust the cooling water temperature from room temperature to 90 ° C. is provided so that Patent Document 4 can be implemented. '
  • the rear runout table 21 can be equipped with various types of nozzles in addition to the same type of nozzle as the previous runout table 20 and the flow rate of cooling water can be adjusted.
  • a configuration and functions are provided that enable the method of Patent Documents 1, 2, 4, and 5 to be implemented.
  • a plurality of cooling water supply nozzles 5 are installed in the longitudinal direction of the run-out table 2 so that ON / OFF control can be performed individually.
  • the front runout table 20 and the rear runout table Between the bull 21 and between the runout table 2 and the coiler 3, a radiation temperature meter 10 was installed, respectively, and these radiation thermometers 10 were able to measure the temperature in the longitudinal direction of the steel strip.
  • the error between the output of the radiation thermometer 10 and the target temperature is calculated, and within one steel strip The number of cooling water supply nozzles 5 installed on the run-out table 2 was adjusted.
  • the preconditioning when cooling the steel strip at 30 ° C cooling water in front runout table 20, with water flow rate 1000 L / mi n. In m 2 to about 500 ° C, water flow rate 2000 L / m i- n in. m 2 in about 600, it was confirmed that the transition boiling, respectively is started.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled down to 550 ° C with 0 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper surface of the steel strip has two circles as shown in Fig. 5. Cooling water was injected from the pipe jet nozzle groups Al and A2 diagonally in the direction of the steel strip passage line, jet cooling was performed, and the lower surface of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the latter runout tape 21 is a water temperature of 30 ° C, the water density is 2500 L / min.m 2 on the upper and lower sides of the steel strip, and the injection speed on the upper side of the steel strip is 4 m / sec. did.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 302 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 50 ° C, which was within the target value.
  • Fig. 9 shows the temperature chart in the longitudinal direction of the steel strip on the outlet side of the rear runout table 21.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 550 ° C with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper side of the steel strip has two types as shown in Fig. 5.
  • Circular pipe jet nozzles A1 and A2 through steel strip Cooling water was injected obliquely in the line direction and jet cooled, and the bottom side of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the latter runout tape 21 was a water temperature of 30 ° C, the water density was 3000 LZmin n 2 on both the upper and lower sides of the steel strip, and the injection speed on the upper side of the steel strip was 4 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 303 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 40 ° C, which was within the target value and was in the preferred temperature range.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip is smaller than that of Invention Example 1, which is considered to be because the density of the cooling water in the rear runout tape 21 is larger than that of Invention Example 1.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 550 ° C with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper side of the steel strip has two types as shown in Fig. 5. Cooling water was injected from the circular pipe nozzle nozzles Al and A2 diagonally in the steel plate passage line direction, jet cooling was performed, and the lower surface side of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the latter stage runout tape 21 was a water temperature of 30 ° C, the water density was 2500 LZm i n.m 2 on the upper and lower sides of the steel strip, and the spray speed on the upper side of the steel strip was 7 mZ seconds. .
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 297 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 38 ° C, which was within the target value and within the preferred temperature range.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip is smaller. This is because the cooling water injection speed at the rear runout table 21 is larger than that of Invention Example 1, so that the cooling water on the upper surface of the steel strip is reduced. This is thought to be because the action of penetrating the liquid film increased and stable nucleate boiling was obtained.
  • the hot-rolled steel strip is cooled to 510 ° C with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper side of the steel strip is as shown in Fig. 5.
  • Cooling water was injected from two circular pipe nozzle groups Al and A2 diagonally in the line direction of the steel strip and jet cooled, and the bottom side of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the latter stage runout tape 21 Water temperature 30 ° C, SOOOL the water density in both the steel strip top side, bottom side / mi n. M 2, and the injection speed of the steel strip top side 7 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after the end of cooling was 298 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 40 ° C, which was within the target value and was in the preferred temperature range.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled down to 600 ° C with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper side of the steel strip is 2 as shown in Fig. 5.
  • Cooling water was injected from two circular pipe nozzle nozzles Al and A2 diagonally in the steel plate passage line direction to cool the steel strip, and the bottom side of the steel strip was spray-cooled.
  • the cooling water used in the latter runout tape 21 was a water temperature of 30 ° C, and the water density was 2800 L / min. M on both the upper and lower sides of the steel strip, and the injection speed on the upper side of the steel strip was 7 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 301 ° C, which was almost as intended.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the copper strip was 36 ° C, which was within the target value and was in the preferred temperature range.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 550 ° C with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and subsequently, at the rear runout table 21, the upper side of the steel strip has two types as shown in Fig. 5.
  • Steel pipe nozzles Al and A2 were used to feed the cooling water diagonally in the direction of the steel strip through the line, jet cooling, and spray cooling on the bottom side of the steel strip.
  • the cooling water used in the latter runout tape 21 was a water temperature of 30 ° C, the water density was SOOO LZm in m 2 on both the upper and lower sides of the steel strip, and the injection speed on the upper side of the steel strip was 7 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 297 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 25 ° C, which was within the target value and within the preferred temperature range.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip is smaller. This is the amount of cooling water in the rear runout table 21 than in Invention Example 1. It is thought that stable nucleate boiling was obtained for the reasons described above by increasing the density and increasing the cooling water injection speed.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled down to 55 ° C. with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and then the upper side of the steel strip at the rear runout table 21 is shown in FIG.
  • the cooling water is injected from the circular tube lamina nozzle group 5A to cool the lamina. Spray cooled.
  • the cooling water used in the latter stage runout table 2 1 has a water temperature of 30 ° C, and the water density is 2 5 0 0 L / min.m on both the upper and lower sides of the steel strip.
  • the injection speed on the upper side of the steel strip is 4 mZ. Seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 2 94 ° C., which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 47 ° C, which was within the target value.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled down to 55 ° C. with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and then the upper side of the steel strip at the rear runout table 21 is shown in FIG.
  • the cooling water is injected vertically from the circular tube lamina nozzle group 5A to cool the lamina, and the bottom of the steel strip.
  • the side was spray cooled.
  • the injection speed of the steel strip top side 7 mZ seconds In the example of the present invention, the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 30 ° C., which was almost the target. In addition, the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 38 ° C, which was within the target value and within the preferred temperature range.
  • the steel strip longitudinal temperature deviation is smaller than that of Invention Example 7, but this is because the cooling water injection speed at the rear runout table 21 is larger than that of Invention Example 7, so that This is probably because the action of penetrating the liquid film of water was enhanced, and stable nucleate boiling was obtained.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 30 ° C., which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 36 ° C, which was within the target value and within the preferred temperature range.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 55 ° C with 30 ° C cooling water at the first runout table 20 and then the upper side of the steel strip at the second runout table 21 is shown in Fig. 7.
  • the water draining roll 7 is arranged downstream of the steel strip passage line at the water injection position, and water is drained while cooling water from the circular pipe nozzle nozzle group A4 is inclined toward the downstream side of the steel strip passage line (steel strip). Water was injected at an angle ⁇ to the surface of 45 °), jet cooling was performed, and the lower surface side of the steel strip was spray cooled.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 30 ° C., which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was also 37 ° C, which was within the target value and was within the preferred temperature range.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 55 ° C with 30 ° C cooling water in the first runout table 20 and then the upper side of the steel strip in the second runout table 21 is shown in Fig. 5.
  • cooling water was injected from two slit jet nozzle groups Al and A2 diagonally in the direction of the steel strip through the line, jet cooling was performed, and the bottom side of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the second runout tape 2 1 has a water temperature of 30 ° C and a water volume density of 2 5 0 0 L / min on both the upper and lower sides of the steel strip.
  • m 2 the injection speed on the upper surface side of the steel strip was 4 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 307 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 43 ° C, which was within the target value.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 650 ° C with a water density of 2000 L / min n 2 in the first half of the runout table 20 and cooled to 650 ° C in the first half. Cooled to 550 ° C at a density of 1000 LZm i n. M 2 .
  • the cooling water is poured on the upper surface side of the steel strip in an obliquely opposite direction in the direction of the steel strip passage line from the two circular jet nozzle groups Al and A2, as shown in Fig. 5.
  • the steel strip was then cooled, and the bottom side of the steel strip was spray cooled.
  • the cooling water used in the latter runout tape 21 was a water temperature of 30 ° C, and the water density was 2500 L / min. M on both the upper and lower sides of the steel strip.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 303 ° C, which was almost the target.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 45 ° C, which was within the target value.
  • the hot-rolled steel strip after rolling was cooled to 550 ° C with the first runout table 20 using 30 ° C cooling water, and then cooled with the second runout table 21.
  • the strip upper surface side lamina first cooling, the strip lower surface is a spray cooling, the strip upper surface side of the water density of the cooling water l OOO LZm i n. M 2 , the ⁇ morphism speed 4 mZ seconds, the lower surface of the steel strip has a cooling water volume density of 100 OZm i n. M 2 .
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after the end of the rejection was 280 ° C, which was 20 ° C lower than the target temperature.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 80 ° C, which was larger than the target.
  • Fig. 10 shows the temperature chart in the longitudinal direction of the steel strip on the outlet side of the rear runout table 21.
  • the hot-rolled steel strip was cooled.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 29 ° C, which was slightly lower than the target temperature, but the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 120 ° C. It became bigger than the target. Cooling becomes unstable. Even if the temperature range below 500 ° C is cooled only by the bottom surface of the steel strip, it is unavoidable to pass through the transition boiling region. It is thought that it became.
  • the hot-rolled steel strip was cooled.
  • the first runout table 20 was cooled to 55 ° C with 30 ° C cooling water, and the second runout table 21 was then cooled with 90 ° C cooling water.
  • the strip upper surface side lamina first cooling, the strip lower surface is a spray cooling, in a subsequent stage Ran'nau preparative table 2 1, the water density of the cooling water 1.0 0 0 L / min. M 2, the steel strip
  • the injection speed on the upper surface side was 4 mZ s.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after the end of cooling was 2900 ° C, which was slightly lower than the target temperature. Has become bigger.
  • the transition boiling start temperature was lowered by using hot water in the latter stage runout table 21.
  • the longitudinal temperature of the steel strip varied. it is conceivable that.
  • the hot-rolled steel strip was cooled according to the method of Patent Document 4.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 80 ° C. with cooling water at 80 ° C. at the first runout table 20 and is continuously cooled with 30 ° C. cooling water at the second run-out table 21. Cooled down.
  • lamina is cooled on the upper surface of the steel strip, spray cooling is performed on the lower surface of the steel strip, and the runout table 2 1 has a cooling water volume density of 1 0 0 0 LZm. 1275
  • the target temperature at the outlet side of the front runout table was 400 ° C, but the temperature in the longitudinal direction of the steel strip hunted, and at this point the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip reached 80 ° C. It was.
  • the temperature in the longitudinal direction of the steel strip varies in conjunction with the exit side of the subsequent stage runout table 21.
  • the temperature was 2 95 ° C, which was almost the target, the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 9 5 ° C, which was larger than the target.
  • the hot-rolled steel strip was cooled.
  • 3 0 water density ° C shall have a 2 0 0 LZM in. M 2
  • the steel strip was cooled by spray cooling on the upper and lower sides of the steel strip.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 30 ° C, almost the target temperature, but the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 70 ° C, which was larger than the target. Oops.
  • the transition boiling start temperature was lowered by reducing the cooling water density in the front runout table 20, the change in the cooling form from film boiling to transition boiling could not be avoided. It is thought that it was scattered.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled to 55 ° C with 30 ° C cooling water in the first runout table 20 and then the upper side of the steel strip in the second runout table 21 is shown in Fig. 5.
  • cooling water was injected from two circular tube jet nozzle groups Al and A2 diagonally in the line direction, jet cooling, and spray cooling was performed on the bottom side of the steel strip.
  • the cooling water used in the second runout tape 2 1 The water temperature is 30 ° C and the water density is the upper surface side of the steel strip. 15 500 L / in.m
  • the lower surface side of the steel strip is 1800 L / min.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 30 ° C, which was almost the target, but the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 65 ° C, which was larger than the target temperature. It is had. This is thought to be because stable nucleate boiling could not be obtained due to the low cooling water density in the latter runout table 21.
  • the hot-rolled steel strip after rolling is cooled down to 45 ° C. with 30 ° C cooling water at the front runout table 20, and then the upper side of the steel strip at the rear runout table 21 is shown in FIG.
  • cooling water was injected from two circular jet nozzle groups Al and A2 diagonally in the direction of the steel strip through the line direction to perform jet cooling, and the bottom side of the steel strip was spray cooled.
  • Cooling water used at a later stage runout tape 2 1 the water temperature 3 0 ° C, the water density in both the steel strip top side, bottom side 2 5 0 0 L / min. M 2, the injection speed of the steel strip top side 4 mZ seconds.
  • the average temperature in the longitudinal direction of the steel strip after cooling was 28 ° C, which was almost the target, but the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip was 70 ° C, which was larger than the target temperature. It is had.
  • the temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip at the previous stage runout table 20 was 60 ° C, and the temperature deviation had already occurred at this point. This is thought to be because the cooling of the pre-runout table 20 from the film boiling to the transition boiling occurred because the pre-runout table 20 was cooled to below 500 ° C. For this reason, even if the latter runout table 21 was cooled with stable nucleate boiling, a temperature deviation originally occurred, and it is considered that the target temperature deviation could not be achieved.
  • Circular pipe lamina Lamina cooling using a circular pipe nozzle
  • Longitudinal deviation Temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip
  • Spray Spray cooling using a spray nozzle
  • Circular pipe jet Jet cooling using a circular pipe nozzle
  • Slit jet Jet cooling using slit nozzle
  • Circular pipe lamina Lamina cooling using a circular pipe nozzle
  • Longitudinal deviation Temperature deviation in the longitudinal direction of the steel strip
  • Spray Spray cooling using a spray nozzle
  • Circular pipe jet Jet cooling using a circular pipe nozzle
  • Slit jet A slit nozzle is used to cool the jet.

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Description

明細書
熱延鋼帯の冷却方法 技術分野
本発明は、 熱間圧延後の熱延鋼帯を冷却水と接触させて冷却する方法、 特に、
5 0 0 °C以下まで冷却する際の冷却終了温度を高精度に制御することが可能な熱 延鋼帯の冷却方法に関するものである。 背景技術
熱延鋼帯を製造するための熱間圧延工程では、 高温加熱したスラブを目的とす るサイズ、 材質となるように圧延した後、 ランナウトテーブル上で水冷却する。 ここで行う水冷却の目的は、 主に鋼帯の析出物や変態組織を制御することにより、 目的とする強度、 延性などの材質を調整することにある。 特に、 冷却終了温度を 精度よく制御することは、 目的とする材質をバラツキを生じることなく確保する 上で非常に重要である。
熱間圧延後の冷却工程では、 冷却媒体としてコストが安い水を使うことが多い が、 このような水冷却では、 冷却終了温度が低くなると温度ムラが発生したり、 狙いどおりの温度に精度よく停止できなくなるなどの問題がある。 このような問 題を生じる主たる原因は、 以下のような点にある。
まず、 第一の原因として、 水の沸騰形態が挙げられる。 すなわち、 冷却水は鋼 帯に被水した時点で沸騰するが、 ある温度を境に沸騰形態が変わって伝熱能力の 変化がおこり、 この温度よりも低い温度まで冷却した場合、 冷却終了温度を精度 よく制御できないことがある。
ここで、 鋼帯を水冷却した場合の沸騰形態について説明すると、 被水する鋼帯, の表面温度が高温域の場合には膜沸騰、 低温域の場合には核沸騰、 高温域と低温 域の間の中間温度域の場合には遷移沸騰となる。 高温域で生じる膜沸騰では、 鋼 帯表面と冷却水との間に蒸気膜が発生し、 この蒸気膜内の熱伝導により伝熱がな されるため、 冷却能力は低い。 一方、 低温域で生じる核沸騰では、 鋼帯表面と冷 却水は直接接触し、 且つ鋼帯表面から冷却水の一部が蒸発してできた蒸気泡が発 生し、 直ぐに周りの冷却水によって凝縮されて消滅するといつた複雑な現象が起 こり、 蒸気泡の生成 '消滅に伴う冷却水の撹拌が発生することから、 極めて高い 冷却能力を有する。 また、 中間温度域では膜沸騰と核沸騰が混在した状態である 遷移沸騰状態となる。 この遷移沸騰では、 核沸騰や膜沸騰とは異なり、 鋼帯温度 が低くなるにつれ熱流束が大きくなる現象が起こる。 材質制御の観点からは温度 によつて冷却速度が変化することは好ましくなく、 且つ膜沸騰状態から遷移沸騰 状態に遷移する温度域で冷却を終了 （停止） させようとすると、 遷移沸騰領域で は加速度的に冷却速度が高くなることから、 わずかに冷却制御時間が長くなった だけで鋼帯温度は狙いより大幅に低くなってしまう問題がある。
また、 冷却前の鋼帯に熱間圧延などの影響で局所的に温度の低い領域があった 場合、 冷却の際に、 この温度の低い領域が早いタイミングで遷移沸騰に移行する ため、 温度偏差は増大する。 一般的なランナウトテーブルで行われる冷却工程で は、 そのような遷移沸騰開始温度はおおよそ 5 0 0 °C程度である。
次に、 第二の原因として、 鋼帯上に冷却水が滞留することが挙げられる。 すな わち、 通常のランナウトテーブルにおいて鋼帯上面側を冷却する場合、 円管ノズ ルゃスリットノズルを用いたラミナ一冷却が行われるが、 鋼帯上面に衝突した冷 却水は、 鋼帯上に乗ったまま鋼帯進行方向に流出していく。 通常、 鋼帯上面の冷 却水は水切りパージなどで排除されるが、 従来の水切りパージは冷却水を鋼帯に 注水した地点から離れたところで実施するため、 そこまで到達する間に、 鋼帯面 上に冷却水が滞留している部分だけが過冷却されてしまう。 特に、 5 0 0 °C以下 の低温域の場合、 この滞留水が膜沸騰状態から遷移沸騰状態に変化するため冷却 能力が高くなり、 滞留水がある部位とない部位とで大きな温度偏差が生じる。 以上の理由から、 遷移沸騰開始温度である 5 0 0 °C以下で熱延鋼帯の冷却を終 了させようとすると、 コイル内の温度のバラツキが大きくなる。 このため従来 から、 上記のような現象に対応するために様々な検討がなされてきた。
例えば、 特許文献 1には、 冷却水が膜沸騰となる高温域では熱延鋼帯の上下 両面に冷却水を注水し、 遷移沸騰温度領域では鋼帯下面のみに冷却水を注水する 方法が開示されている。 この冷却方法は、 遷移沸騰温度域を下面冷却することに よって、 鋼帯上面に形成される水膜とそれに伴う冷却能の不安定性を排除し、 安 定冷却を実現しようとするものである。
特許文献 2には、 まず低温の冷却水で冷却しておき、 遷移沸騰温度域からは 8 0°C以上の高温の冷却水で冷却する方法が開示されている。 この冷却方法は、 冷 却水として温水を使用することによつて遷移沸騰開始温度を低温側にずらし、 こ れにより膜沸騰持続時間を長くして安定冷却を実現しょうとするものである。 特許文献 3には、 冷却装置として水冷却装置とガス冷却装置を併設し、 高温域 では水冷却装置を用いた水冷却を行い、 遷移沸騰開始温度以下の温度領域ではガ ス冷却装置を用いたガス冷却を行う方法が開示されている。 この冷却方法は、 低 温域で沸騰現象がなく安定した冷却が可能なガス冷却を使用することにより、 低 温域での温度安定性を実現しようとするものである。
特許文献 4には、 ランナウトテーブル前半では 80〜100°Cの温水で 40 0°C程度まで冷却し、 しかる後、 ランナウトテーブル前半の冷却水温よりも低い 水温の冷却水で冷却する方法が開示されている。 この冷却方法は、 ランナウトテ 一ブル前半の冷却水を温水とすることで遷移沸騰開始温度を低温側にずらし、 且 つ低温側を核沸騰で冷却ができる水温の冷却水で冷却することにより、 低温域で の温度安定性を実現しょうとするものである。
特許文献 5には、 熱間仕上圧延後の鋼帯を連続的に注水冷却する冷却ゾーンを 前半ゾーンと後半ゾーンとに区分し、 前半ゾーンに高冷却能力 （水量密度： 1.
0〜5. OmVm2 · m i n) の冷却設備を配設するとともに、 後半ゾーンに 低冷却能力 （水量密度： 0. 05m3/m2 · m i n〜0. 3m3/m2 * m i n 未満） の冷却設備を配設し、 さらに、 冷却ゾーンの全長にわたって中冷却能力 (水量密度： 0. 3m3Zm2 · m i n〜l. 0 m3Zm2 · m i n未満） の冷却 設備を配設した冷却設備が開示されている。 このような冷却設備による熱延鋼帯 の冷却では、 低温度域で冷却水量を少なくして遷移沸騰開始温度を低温側にずら すことにより、 膜沸騰持続時間を長くして安定冷却を実現しょうとするものであ る。
特許文献 1 ： 特公平 6— 248号公報
特許文献 2 ： 特開平 6 _ 71339号公報
特許文献 3 ： 特開 2000— 313920号公報 特許文献 4 ： 特開昭 5 8—7 1 3 3 9号公報
特許文献 5 : 特開 2 0 0 3— 2 5 0 0 9号公報 発明の開示
しかしながら、 上記の従来技術には以下のような実用上の問題がある。
特許文献 1の方法では、 鋼帯上面の滞留水による温度ムラなどは低減できるも のの、 鋼帯下面に冷却水を注水しただけでは、 冷却不安定が発生する遷移沸騰温 度領域を通過することが避けられないため、 それに伴つて冷却終了温度の精度低 下は避けられない。
特許文献 2の方法では、 温水を使用することにより遷移沸騰開始温度を低温側 にずらす効果は得られるものの、 その効果には限界があり、 さらなる低い冷却終 了温度に制御しようとすると、 冷却不安定が発生する遷移沸騰温度領域を通過す ることが避けられないため、 それに伴って冷却終了温度の精度低下は避けられな い。 また、 鋼帯上の滞留水の影響については考慮しておらず、 温度偏差の発生が 避けられない。
特許文献 3の方法は、 ガス冷却を実施することから、 沸騰現象がないため冷却 不安定'が発生せず、 このため冷却終了温度の精度向上は可能である。 し力 し、 ガ ス冷却は、 水冷却に較べて冷却能力のオーダーが一桁から二桁小さいため、 冷却 速度が極めて遅くなり、 このため所望の材質が得られないという問題がある。 ま た、 ガス冷却は冷却速度が低いために、 熱延鋼帯のランナウト冷却では非常に長 大な冷却設備が必要となり、 その実現は極めて難しい。
特許文献 4の方法は、 冷却前半 （ランナウトテーブル前半） の冷却水の水温を 8 0 °C以上と高めに設定するとともに、 冷却後半は冷却水温を低くするものであ り、 これは、 冷却前半は膜沸縢で冷却し、 冷却後半は核沸騰で冷却するというこ とである。 この方法は、 冷却が不安定となる遷移沸騰を回避する方法として非常 に有効である。 しかし一方において、 冷却前半では非常に大量の温水が必要とな る。 すなわち、 一般にランナウトテーブルで用いる単位面積当たりの冷却水量は 0 . 7〜1 . 2 m3 m i n . m2程度の場合が多く、 鋼帯に噴射する水量は 1 •0 0 m3Zm i n程度と非常に量が多い。 このため特許文献 4の方法では、 大 * W
の水を加熱して温水化するための極めて大規模な設備が必要になる上に、 加熱の ためのエネルギーも莫大なものとなるため、 現実的な方法とは言い難い。 また、 低温側で核沸縢にするため冷却水温を低くするとあるが、 水温の調整だけで安定 した核沸騰にするのは非常に難しく、 この方法で安定的に冷却することは実際上 困難である。 また、 鋼帯上の滞留水の影響については考慮しておらず、 温度偏差 の発生が避けられない。
特許文献 5で行われる冷却は、 鋼帯温度が低くなった領域で冷却水の水量を少 なくするものであり、 これにより物理的に得られる効果は、 遷移沸縢開始温度を 低温側にずらす効果である。 し力 し、 冷却水の低水量化により遷移沸騰開始温度 は低温側にずれるものの、 その効果には限界があり、 さらなる低い冷却終了温度 に制御しようとすると、 冷却不安定が発生する遷移沸騰温度領域を通過すること が避けられないため、 それに伴って冷却終了温度の精度低下は避けられない。 ま た、 鋼帯上の滞留水の影響については考慮しておらず、 温度偏差の発生が避けら れない。
したがって本発明の目的は、 以上のような従来技術の課題を解決し、 少ない設 備 ·処理コストで実施可能な冷却方法であって、 冷却後の鋼帯の温度ムラが少な く、 且つ冷却終了温度を高精度に制御することでき、 特に、 5 0 0 °C以下の温度 域での冷却終了温度を高精度に制御することが可能な熱延鋼帯の冷却方法を提供 することにある。
本発明者らは、 熱延鋼帯に注水する冷却水の水量密度が高いほど、 遷移沸騰開 始温度及ぴ核沸騰開始温度が高温側にシフトするという事実に着目し、 高温側の 冷却工程 （冷却前期） では遷移沸騰開始温度よりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く低温側の冷却工程 （冷却後期） では核沸騰となる冷却水量密度で冷却するこ とにより、 遷移沸騰温度領域の通過を完全に回避し、 遷移沸騰による冷却不安定 を確実に回避できることを見出した。
本発明はこのような知見に基づきなされたもので、 以下を要旨とするものであ る。
[1] 熱間圧延後の熱延鋼 を冷却水と接触させて冷却する方法において、 第一の冷却工程とこれに続く第二の冷却工程とを有し、 前記第一の冷却工程で は、 遷移沸騰開始温度よりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程 では、 核沸騰となる水量密度の冷却水により冷却することを特徴とする熱延鋼帯 の冷却方法。
[2] 上記 [1] の冷却方法において、 第一の冷却工程では、 350〜 1200 L/m i n. m2の水量密度の冷却水により冷却するとともに、 500°Cよりも 高い鋼帯温度で冷却 停止し、 続く第二の冷却工程では、 少なくとも鋼帯上面に 対して 2000 LZm i n. m2以上の水量密度の冷却水を注水し、 500°C以 下の鋼帯温度まで冷却することを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[3] 上記 [1] の冷却方法において、 第一の冷却工程の前段では、 1200 L /m i n. m2を超える水量密度の冷却水により冷却し、 続く同工程の後段では、 350〜 1200 L/m i n. m2の水量密度の冷却水により冷却するとともに、
500°Cよりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程では、 少なく とも鋼帯上面に対して 2000 L/m i n. m2以上の水量密度の冷却水を注水 し、 500DC以下の鋼帯温度まで冷却することを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[4] 上記 [2] 又は [3] の冷却方法において、 第一の冷却工程では、 550〜
600°Cの鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程では、 少なくとも鋼帯 上面に対して 2500 L/m i n. m2以上の水量密度の冷却水を注水すること を特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[5] 上記 [2]〜 [4] のいずれかの冷却方法において、 第二の冷却工程におい て、 少なくとも鋼帯上面をラミナ一冷却又はジエツト冷却で冷却するとともに、 該ラミナ一冷却又はジェット冷却における冷却水供給ノズルからの冷却水の噴射 速度を 7 mZ秒以上とすることを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[6] 上記 [1] 〜 [5] のいずれかの冷却方法において、 第二の冷却工程におい て、 鋼帯上面に注水された冷却水を水切り手段により鋼帯両側の外方に排出させ ることを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[7] 上記 [6] の冷却方法において、 水切り手段が、 鋼帯上面の幅方向に配置 される口ールであることを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
[8] 上記 [6] の冷却方法において、 水切り手段が、 鋼帯上面の冷却水に吹き 付けられる高圧流体であることを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。 [9] 上記 [1] 〜 [5] のいずれかの冷却方法において、 2つの冷却水供給ノズ ル又は 2つの冷却水供給ノズル群から噴射された冷却水が、 鋼帯通板ライン方向 で斜めに対向した状態で斜め上方から鋼帯上面に各々衝突した後、 両冷却水流が 鋼帯面上で衝突するように'、 冷却水供給ノズルから鋼帯上面に注水を行うことを 特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
本発明の冷却方法によれば、 遷移沸騰温度領域の通過を回避できるため、 遷移 沸騰による冷却不安定を確実に回避でき、 このため冷却後の鋼帯の温度ムラが少 なく、 且つ冷却終了温度を高精度に制御することができる。 特に、 従来技術では 難しかった 5 0 0 °C以下の温度域での冷却終了を高精度に制御することができる。 このため、 従来技術では強度や延性などの材質のバラツキが大きかった 5 0 0 °C 以下で卷取りを行う熱延鋼帯についても、 材質のバラツキを低減し、 狭レンジの 材質制御が可能となる。 図面の簡単な説明
図 1 A、 図 I Bは、 冷却水による熱延鋼帯の冷却において、 鋼帯表面温度と 熱流束との関係を模式的に示した説明図 ある。
図 2は、 冷却水による熱延鋼帯の冷却において、 冷却水量密度と遷移沸騰開 始温度及び核沸騰開始温度との関係を示すグラフである。
図 3は、 本発明の実施に供される熱延鋼帯製造ラインの一例と、 この製造ラ インにおける本発明の実施状況を示す説明図である。
図 4は、 冷却水による熱延鋼帯の冷却において、 冷却水量密度と鋼帯上面に 生じる液膜厚みとの関係を示すグラフである。
図 5は、 本発明法における冷却水の注水形態の一実施形態を示す説明図であ る。
図 6は、 本発明法における冷却水の水切り手段の一実施形態を示す説明図で ある。
図 7は、 本発明法における冷却水の水切り手段の他の実施形態を示す説明図 である。
図 8は、 本発明法における冷却水の水切り手段の他の実施形態を示す説明図 である。
図 9は、 実施例の癸明例 1における後段ランナウトテーブル出側での鋼帯長 手方向の温度チャート図である。
図 1 0は、 実施例の比較例 1における後段ランナウトテーブル出側での鋼帯 長手方向の温度チヤ一ト図である。
図中の符号の意味は次の通りである。 1 仕上圧延機群 2 ランナウトテー ブル 3 コィラー 4 a， 4 b 冷却水供給手段 5， 5 a〜5 c 冷却水供 給ノズル 6 噴射水流 7， 7 a , 7 b 水切り用ロール 8 a , 8 b 噴射 ノズル 9 高圧流体 1 0 放射温度計 2 0 前段ランナウトテーブル 2 1 後段ランナウトテーブル A1〜A5 ノズル群 S 鋼帯 発明を実施するための最良の形態
本努明の冷却方法は、 熱間圧延後の熱延鋼帯を冷却水と接触させて冷却する方 法において、 第一の冷却工程とこれに続く第二の冷却工程とを有し、 前記第一の 冷却工程では、 遷移沸騰開始温度よりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く前記 第二の冷却工程では、 核沸騰となる水量密度の冷却水により冷却を行う。
なお、 本発明において、 鋼帯温度とは鋼帯表面温度のことである。
図 1 A， 図 I Bは、 冷却水を注水して鋼帯を冷却した際の鋼帯表面温度と熱流 束 （鋼帯から奪われる熱量） との関係を模式的に示すものであり、 図 1 Aはラン ナウト冷却における通常の冷却水量密度での熱流束と沸縢形態を示し、 図 1 Bは そのような通常のランナウト冷却条件に対して冷却水量密度を高めた場合の熱流 束と沸騰形態の変化を示している。 これによれば、 鋼帯表面温度が高い領域では 膜沸騰となり、 熱流束は低い。 また、 伝熱特性としては、 冷却水量密度が大きい ほど遷移沸騰開始温度及び核沸騰開始温度が高温側にシフトする。 したがって、 ランナウト冷却工程を、 高温側の冷却工程 （第一の冷却工程） と、 これに続く低 温側の冷却工程 （第二の冷却工程） とに分け、 高温側の冷却工程では遷移沸騰開 始温度よりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く低温側の冷却工程では冷却水流 密度を高め、 核沸騰となる冷却水量密度で冷却すれば、 遷移沸騰温度領域の通過 を完全に回避することができる。 . 図 1A， 図 I Bに示すように、 通常のランナウト冷却では、 約 500°Cを境に 遷移沸騰が開始し、 鋼帯温度の低下とともに熱流束が大きくなる。 よって、 高温 側の冷却工程 （第一の冷却工程） を約 500°Cまでとし、 この約 500°Cまでは 通常のランナウト冷却を実施し、 それ以降の低温側の冷却工程では冷却水量密度 を大きくしてすベて核沸騰温度領域で冷却すれば、 ランナウト冷却において遷移 沸騰は発生せず、 このため冷却終了温度を高精度に制御することが可能となる。 ここで、 具体的な冷却水量密度と遷移沸騰開始温度及び核沸騰開始温度との関 係を実験室的に調査した結果について説明する。 実験室において、 鋼帯幅方向及 び長手方向に複数配列した円管ノズルを用いたジヱット冷却を行い、 その際に冷 却水量密度 （単位面積当たりに注水する冷却水量） を変化させて、 その冷却温度 履歴から遷移沸騰開始温度及び核沸騰開始温度を調べた。 その結果を図 2に示す。 これによれば、 冷却水量密度が大きくなるほど遷移沸騰開始温度及び核沸騰開始 温度は高くなること、 また、 核沸騰開始温度を 500°C以上とするには冷却水量 密度を 2000 LZm i n. m2以上にすればよいことが判る。 また、 一般的な ランナウト冷却の冷却水量密度である 1 200 LZm i n. m2以下 （350〜 1200 L/m i n. m2) の領域では、 遷移沸騰開始温度が約 500°C以下で あることが判る。
以上の結果から、 第一の冷却工程 （高温側の冷却工程） は、 一般的なランナウ ト冷却条件である 350〜 1200 L/m i n. m 2の冷却水量密度で冷却して 500°Cよりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程 （低温側の冷 却工程） では、 ほぼ確実に核沸騰となる 2000 L/m i n. m2以上の冷却水 量密度で 500 °C以下の鋼帯温度まで冷却することにより、 遷移沸騰温度領域を 回避した冷却が可能となり、 冷却ムラが発生せず且つ冷却終了温度の安定化と高 精度の制御が可能となる。
さらに、 熱延鋼帯の一般的なランナウト冷却条件では 500°C前後で遷移沸騰 が開始するが、 鋼帯表面の性状により遷移沸騰開始温度は多少のバラツキがある ため、 より確実に遷移沸騰温度領域を回避するためには、 第一の冷却工程では 5 00°Cよりもある程度高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程では 2 000 L/m i n. m2より多目の冷却水量密度で冷却することが好ましく、 具 体的には、 第一の冷却工程では、 550〜600°Cの鋼帯温度で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程では 2500 L/m i n. m2以上の冷却水量密度で冷却を 行うことが特に好ましい。
ここで、 上述した第二の冷却工程における 2000 LZm i n. m2以上、 好 ましくは 2500 L/m i n. m2以上の水量密度の冷却水は、 少なくとも鋼帯 上面に対して供給されることが好ましい。 これに対して鋼帯下面については、 鋼 帯上面のように滞留水が原因となる温度ムラは発生しないため、 必ずしも鋼帯上 面と同様に 2000 LZm i n. m2以上の冷却水量密度でなくてもよい。 但し、 鋼帯に局所的に温度の低い領域がある場合には温度ムラを増大させかねないので、 鋼帯下面に注水する冷却水も鋼帯上面と同様に 2000 L/m i n. m2以上、 好ましくは 2500 L/m i n. m2以上の水量密度とするのがよい。
本発明において第一の冷却工程に求められる条件は、 遷移沸騰開始温度よりも 高い鋼帯温度で冷却を停止するということであり、 したがって、 同冷却工程内に おいて冷却水流密度の大きさを適宜変えることは妨げない。 例えば、 材質の調整 や冷却時間の短縮化などの目的で、 冷却水流密度の大きさを工程前段 >工程後段 としてもよい。 具体的には、 第一の冷却工程の前段では、 一般的なランナウト冷 却条件よりも高い 1200 L/m i n. m 2超の冷却水量密度で冷却し、 続く同 工程の後段では、 一般的なランナウト冷却条件である 350〜 1200 L/m i n. m 2の冷却水量密度で冷却し、 500°Cよりも高い鋼帯温度 （好ましくは 5 50〜600°C) で冷却を停止し、 続いて上述したような条件で第二の冷却工程 を行うようにすることができる。
なお、 図 2によれば、 特許文献 5に記載の方法のように、 後段ランナウトテー ブルにおいて水量密度 0. 05〜0. 3m3Zm i n. m2 (50〜300 LZ m i n. m2) の冷却水で冷却した場合では、 遷移沸騰開始温度を 400 °C程度 まで下げられるため、 400°Cまで安定冷却が可能であるが、 これ以下の温度で はやはり遷移沸騰温度領域で冷却がなされるため、 冷却後の温度ムラや冷却終了 温度の精度低下が避けられない。 これに対して本発明の好ましい実施形態では、 低温側を完全に核沸騰温度域で冷却することができるため、 冷却終了温度をいく ら低くしても、 冷却後の温度ムラや冷却終了温度の精度低下は生じない。 図 3は、 本発明の実施に供される熱延鋼帯製造ラインの一例と、 この製造ライ ンにおける本発明の実施状況を示している。 この熱延鋼帯製造ラインにおいて、 仕上圧延機群 1により最終製品板厚まで圧延された鋼帯 S (熱延鋼帯） は、 ラン ナウトテーブル 2で所定の温度まで冷却された後、 コィラー 3で卷き取られる。 ランナウトテーブル 2上を搬送される鋼帯 Sの上下面には、 ランナウトテーブル 2の上方に設置された冷却水供給手段 4 aとテーブルローラ間に設置された冷却 水供給手段 4 bからそれぞれ冷却水が注水される。 この冷却水供給手段 4 a， 4 bとしては、 通常は冷却水供給ノズル （例えば、 ラミナ一冷却又はジェット冷却 用の円管ノズルやスリットノズル、 スプレー冷却用のスプレーノズルな.ど） が用 いられるが、 これに限定されるものではない。
前記ランナウトテーブル 2は、 上流側のランナウトテーブル部分 2 0 (以下、 便宜上 「前段ランナウトテ ブル 2 0」 という） と、 下流側のランナウトテープ ル部分 2 1 (以下、 便宜上 「後段ランナウトテーブル 2 1」 という） と力、らなり、 前段ランナウトテーブル 2 (Hこおいて第一の冷却工程 （高温側の冷却工程） が行 われ、 引き続き後段ランナウトテーブル 2 1において第二の冷却工程 （低温側の 冷却工程） が行われる。 なお、 図 3において、 1 0は、 仕上圧延機群 1と前段ラ ンナウトテーブル 2 0の間、 前段ランナウトテーブル 2 0と後段ランナウトテー ブル 2 1の間、 及ぴランナウトテーブル 2とコイラ一 3の間にそれぞれ設置され る鋼帯温度測定用の放射温度計である。
鋼帯に冷却水を接触させて冷却する方式には、 ラミナ一冷却、 スプレー冷却、 ジェット冷却、 ミスト冷却などがある。 ここで、 ラミナ一冷却とは、 円管又はス リット形状のノズルから連続性のある層流状態の液体を噴射する冷却方式である。 スプレー冷却とは、 液体を加圧して噴射することにより、 液体を液滴群として嘖 射する冷却方式である。 ジェット冷却とは、 円管又はスリット形状のノズルから 連続性のある乱流状態の液体を噴射する冷却方式である。 ミスト冷却とは、 液体 を嘖霧するのに、 加圧した気体と液体を混合させて液滴群にした冷却方式である。 本発明では、 使用する冷却方式は特に問わないが、 鋼帯上面の冷却方式として は、 冷却水の直進性に優れ、 連続性のあるラミナ一冷却又はジェット冷却が好ま しい。 さきに述べたような本発明の好ましい実施形態では、 第二の冷却工程において 鋼帯に注水する冷却水量密度を 2 0 0 0 L/m i n . m 2以上、 望ましくは 2 5 0 0 L/m i n . m 2以上とする必要があるが、 これだけの水量を鋼帯に噴射し た場合、 鋼帯上面では冷却水は鋼帯両側方向にしか排水されないため、 鋼帯上に 厚い液膜ができてしまう。 そして、 冷却水は、 この液膜を貫通して鋼帯に直接打 力を発生させるように注水されなければ、 大流量投入しても膜沸騰が発生する危 険性がある。 図 4は、 板幅 2 mの鋼帯上面に冷却水を注水する実験において、 冷 却水の水量密度と鋼帯上面の液膜厚みとの関係を調べた結果を示しており、 2 0 0 0 L m i n . m 2以上の水量密度の場合には 5 0 mm近い液膜厚みとなるこ とが半 ljる。 そして、 このような液膜を貫通するには、 冷却水の直進性が高く、 連 続性のあるラミナ一冷却又はジエツト冷却とすることが好ましい。 スプレー冷却 やミスト冷却では、 ノズルから噴射された冷却水は液滴状に分断されるが、 この ような液滴状態の注水では空気抵抗が大きくなり減速しやすいため、 液膜を貫通 するには不向きである。
ラミナ一冷却やジヱット冷却で使用する冷却水供給ノズルとしては、 一般に円 管ノズルゃスリットノズルなどがあるが、 どちらを採用しても問題はない。 ラミナ一冷却又はジヱット冷却により、 鋼帯上面を 2 0 0 0 L/m i n . m 2 以上、 望ましくは 2 5 0 0 L_ m i n . m 2以上の水量密度の冷却水で冷却する 場合、 円管ノズルゃスリットノズルからの冷却水の噴射速度 （ノズル噴射口での 冷却水流速） は、 7 m/秒以上とするのが好ましい。 先に述べたような鋼帯上面 の液膜をラミナー冷却又はジヱット冷却で安定的に突き破るための運動量を得る ためには、 7 m/秒以上の流速が必要である。
一方、 鋼帯下面については、 注水された冷却水は重力により鋼帯面からすぐに 離れ、 鋼帯面に液膜ができないため、 スプレー冷却などの冷却方式を用いてもよ いし、 ラミナ一冷却やジェット冷却を使用した場合でも、 冷却水の噴射速度は 7 mZ秒未満でもよい。
なお、 円管ノズルは大きさが小さいため、 1本当たりの水量は少なくなるが、 鋼帯幅方向及ぴ長手方向に複数個のノズルを配置し、 所定の水量密度を得るよう にすればよい。 また、 円管ノズルの穴径ゃスリットノズルのギヤップは 3〜 2 5 mm程度が好ましい。 ノズルの穴径ゃギャップが 3 mm未満では、 異物による詰 まりが発生しゃすく、 一方、 2 5 mm超では、 上記のような噴射速度 （ 7 mZ秒 以上） を確保しょうとすると、 流量が多すぎて不経済となる。
また、 鋼帯上面に冷却水の滞留があると、 この滞留水による局所的な過冷却が 発生し、 冷却ムラの原因となってしまうので、 鋼帯上面に注水された冷却水は速 やかに除去されることが好ましい。 このため、 （i) 冷却水が鋼帯上面に滞留し ないような注水形態を採る、 （ii) 鋼帯上面に注水された冷却水を水切り手段 により鋼帯両側の外方に強制的に排出させる、 のうちの少なくとも一方を行うこ とが好ましい。
まず、 上記 （i) の方法では、 ラミナ一冷却やジェット冷却などにおいて、 2 つの冷却水供給ノズル又は' 2つの冷却水供給ノズル群から噴射された冷却水が、 鋼帯通板ライン方向で斜めに対向した状態で斜め上方から鋼帯上面に各々衝突し た後、 両冷却水流が鋼帯面上で衝突するように、 冷却水供給ノズルから鋼帯上面 に注水を行う。 このような注水形態では、 両冷却水流が鋼帯面上で衝突すること により水が鋼帯幅方向に押し出され、 鋼帯両側の外方に速やかに排出される。 し たがって、 鋼帯上面に注水された冷却水は、 滞留.することなく鋼帯上面から速や かに除去される。
図 5は、 その一実施形態を示しており、 鋼帯通板ライン方向に沿ってラミナ一 冷却又はジェット冷却用の 2つのノズル群 Al， A2が配置され、 各ノズル群 Al， A2は、 鋼帯通板ライン方向に沿って間隔をおいて配置された 3つの冷却水供給 ノズル 5 a〜 5 c、 冷却水供給ノズル 5 d〜 5 f (例えば、 円管ノズル、 スリツ トノズルなど） からなつている。 そして、 これら 2つのノズル群 Al， A2からの 冷却水の噴射水流 6が、 鋼帯通板ライン方向で斜めに対向した状態で斜め上方か ら鋼帯 Sの上面に各々衝突した後、 両冷却水流が鋼帯面上で衝突し、 その結果、 冷却水が鋼帯幅方向に押し出され、 鋼帯両側の外方に速やかに排出される。 なお、 図 5の実施形態では 2つのノズル群 Al， A2から噴射された冷却水流が鋼帯面上 で衝突するよう注水しているが、 2つの冷却水供給ノズル 5から嘖射された冷却 水流が鋼帯面上で衝突するように注水してもよい。 ここで、 鋼帯 Sの上面に対して斜め上方から衝突する噴射水流 6の鋼帯面とな す角度 0は、 小さいほど水切り性が良好となり、 鋼帯上の滞留水を減らすことが できる。 角度 0が 6 0 ° を超えると、 鋼帯に到達後の冷却水 （滞留水） は鋼帯面 に沿って流れるものの、 その流れ方向の速度成分が小さくなり、 逆方向の流れが 発生する。 その結果、 例えば、 鋼帯進行方向の上流側から下流側に噴射する冷却 水供給ノズル 5の場合、 噴射水流 6の到達位置 （衝突位置） よりも上流側に滞留 水の一部が流出してしまって、 冷却領域が安定しなくなる危険性がある。 例えば、 図 5に示すようなノズル群 Al， A2を用いる場合では、 ノズル群 A1の最上流側 の冷却水供給ノズル 5 aの噴射水流 6の到達位置 （衝突位置） よりも上流側に滞 留水の一部が流出してしまう恐れがある。 したがって、 銅帯上面に各々衝突した 2つ （又は 2群） の水流が互い方向に確実に流れ、 両水流を鋼帯面上で衝突させ るようにするには、 角度 0を 6 0 ° 以下、 望ましくは 5 0 ° 以下とすることが好 ましい。 但し、 角度 Θを 4 5 ° 未満、 特に 3 0 ° 未満とした場合には、 鋼帯 Sに 対する冷却水供給ノズル 5の高さ位置を確保しようとすると、 冷却水供給ノズル 5と銅帯 Sとの距離が長くなり過ぎて噴射水流 6が分散してしまい、 冷却特性が 低下する恐れがあるので、 角度 0は 3 0 ° 以上、 望ましくは 4 5 ° 以上とするこ とが好ましい。
次に、 上記 （ii) の方法では、 鋼帯上面に注水された冷却水を速やかに （す なわち、 注水位置になるべく近くで） 鋼帯両側の外方に強制的に排出させること ができる水切り手段を用いることが好ましく、 そのような水切り手段として、 例 えば、 鋼帯上面の幅方向に沿って配置される水切り用のロールを用いることがで きる。 すなわち、 鋼帯上面に接するロールにより鋼帯上面に注水された冷却水を 堰き止め、 冷却水が鋼帯幅方向に流れるようにすることにより、 鋼帯両側から外 方に強制的に排出するものである。
図 6は、 水切り手段としてロールを用いる場合の一実施形態を示すものであり、 ラミナー冷却又はジヱット冷却用の複数の冷却水供給ノズル 5からなるノズル群 A3の注水位置に対して、 その鋼帯通板ライン上流側と下流側に各々水切り用口 ール 7 a， 7 bを配置したものである。 ノズル群 A3から注水された冷却水 （こ の例では、 垂直状に注水された冷却水） は、 水切り用ロール 7 a， 7 b間で堰き 止められることで鋼帯 Sの幅方向に流れ、 鋼帯両側から外方に強制的に排出され る。 - 図 7は、 水切り手段としてロールを用いる場合の他の実施形態を示すものであ り、 ラミナー冷却又はジヱット冷却用の複数の冷却水供給ノズル 5からなるノズ ル群 A4の注水位置に対して、 その鋼帯通板ライン下流側に水切り用口ール 7を 配置し、 ノズル群 A4から冷却水を鋼帯通板ライン下流側に向けて斜めに注水す るようにしたものである。 ノズル群 A4から注水された冷却水は、 水切り用ロー ル 7で堰き止められることで鋼帯 Sの幅方向に流れ、 鋼帯両側から外方に強制的 に排出される。
また、 水切り手段としては、 パージ用の高圧流体 （高圧気体、 高圧水など） を 用いることもできる。 すなわち、 鋼帯上面に注水されて鋼帯面に沿って流れる冷 却水に対して、 鋼帯通板ライン方向の斜め上方から高圧流体を吹き付けることで 冷却水を堰き止め、 冷却水が鋼帯幅方向に流れるようにすることにより、 鋼帯両 側から外方に強制的に排出するものである。 高圧流体としては、 通常、 空気など の気体や高圧水などが用いられる。
図 8は、 その一実施形態を示すもので、 ラミナ一冷却又はジェット冷却用の複 数の冷却水供給ノズル 5からなるノズル群 A5の注水位置に対して、 その鋼帯通 板ライン上流側と下流側に各々高圧流体の嘖射ノズル 8 a， 8 bを設け、 ノズル 群 A5から噴射されて鋼帯 Sの上面に達した冷却水に対して、 噴射ノズル 8 a， 8 bにより鋼帯通板ライン方向の斜め上方から高圧流体 9を吹き付ける。 これに より冷却水は、 高圧流体 9で堰き止められることで鋼帯幅方向に流れ、 鋼帯両側 から外方に強制的に排出される。
なお、 水切り手段としては、 上述した水切り用ロールと高圧流体を併用しても よい。 実施例
図 3に示す熱延鋼帯製造ラインにおいて、 以下のような条件で熱延鋼帯を製造 した。 厚さ 2 4 O mmのスラブを加熱炉で 1 2 0 0 °Cに加熱した後、 粗圧延機に より厚さ 3 5 mmまで圧延し、 さらに、 仕上圧延機群 1により板厚 3 . 2 mmま で圧延した。 圧延後の鋼帯を前段ランナウトテーブル 2 0及び後段ランナウトテ 一ブル 2 1上において 8 6 0 °Cから 3 0 0 °C (目標冷却終了温度） まで冷却した 後、 コィラー 3で卷き取った。 ここで、 材質の観点から、 冷却終了温度の目標許 容差は鋼帯全長に亘つて 6 0 °C以内、 好ましくは 4 0 °C以内とした。
前段ランナウトテーブル 2 0に配置した冷却水供給ノズル 5は、 鋼帯上面側を 円管ラミナ一ノズル、 鋼帯下面側をスプレーノズルとし、 発明例 1 2を除きそれ ぞれ 1 0 0 0 L/m i n . m2の水量密度で冷却水を注水し、 また、 鋼帯上面側 での冷却水の噴射速度は 4 mZ秒とした。 また、 特許文献 4を実施できるように するため、 冷却水温を常温から 9 0 °Cまで調整できる.機構を設けた。 '
—方、 後段ランナウトテーブル 2 1は、 前段ランナウトテーブル 2 0と同じ形 式のノズルのほかに、 種々の形式のノズルを設置可能とするとともに、 冷却水の 流量調整も可能とし、 さらに、 従来技術 （特許文献 1， 2， 4， 5 ) の方法を実 施できる構成と機能を備えさせた。
なお、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 図 5、 図 7のようにノズルを傾斜さ せて冷却水を斜めに噴射する形式を採用する場合はジェット流、 図 6、 図 8のよ うにノズルを垂直にして冷却水を垂直状に噴射する形式を採用する場合はラミナ 一流となるように、 ノズル径を調整した。 その理由は、 以下による。 一般に、 円 管ノズルの場合、 ノズル径 X液体流速が大きレ、と乱流すなわちジェット流となり、 小さいと層流すなわちラミナ一流となる。 したがって、 同じ流速であってもノズ ル径を変更することにより、 ジェット流とラミナ一流を任意に選択できる。 一方、 ノズルを傾斜させて冷却水を噴射する場合、 鋼帯上面の液膜を斜めに貫通させな ければならず、 鋼帯上面の液膜が同じ厚さであっても、 垂直方向から噴射した場 合と比較して液膜表面に衝突して鋼帯に達するまでの距離が長くなる。 そのため、 ノズルを傾斜させて冷却水を噴射する場合には、 貫通力を持たせるためにノズル 径を比較的大きくしてジエツト流とし、 垂直方向からの冷却水を衝突させる場合 には、 ノズル径を比較的小さくしてラミナ一流とした。
冷却水供給ノズル 5は、 ランナウトテーブル 2の長手方向に複数設置し、 それ ぞれ個別に O N— O F F制御できるようにした。 また、 仕上圧延機群 1と前段ラ ンナウトテーブル 2 0の間、 前段ランナウトテーブル 2 0と後段ランナウトテー ブル 21の間、 ランナウトテーブル 2とコイラ一 3の間には、 それぞれ放射温度 . 計 10を設置し、 これらの放射温度計 10により鋼帯長手方向の温度が測定でき るようした。 また、 前段ランナウトテーブル 20及ぴ後段ランナウトテーブル 2 1の各出側での鋼帯温度を調整するために、 放射温度計 10の出力と目標温度と の誤差を計算し、 1つの鋼帯内でランナウトテーブル 2に設置されている冷却水 供給ノズル 5の使用本数を調整した。
なお、 事前調整により、 前段ランナウトテーブル 20において 30°Cの冷却水 で鋼帯を冷却した場合、 水量密度 1000 L/m i n. m2では約 500°Cで、 水量密度 2000 L/m i- n . m2では約 600 で、 それぞれ遷移沸騰が開始 されることを確認した。
本実施例では、 冷却終了後の鋼帯の長手方向平均温度及び 1つの鋼帯 （コィ ル） 内の温度の （最大値一最小値） で定義される温度偏差を調べた。 その結果を、 冷却条件とともに表 1及び表 2に示す。
[発明例 1]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 0°Cの冷却水により 550°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面に ついては図 5に示すように 2つの円管ジヱットノズル群 Al， A2から鋼帯通板ラ ィン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジェット冷却し、 鋼帯下面側 についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30°C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2500 L/m i n. m2、 鋼帯上面側での噴射速度を 4 m/秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 302°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 50°Cと目標値以内となつ た。 なお、 後段ランナウトテーブル 21出側での鋼帯長手方向の温度チャートを 図 9に示す。
[発明例 2]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水により 550°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジェットノズル群 A1， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジエツト冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 3000 LZm i n. m2、 鋼帯上面側での噴射速度を 4 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 303°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 40°Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。 発明例 1に較べて鋼帯長手方向温度偏差が小 さくなつたが、 これは発明例 1よりも後段ランナウトテープ 21での冷却水量密 度を大きくしたためであると考えられる。
[発明例 3]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水により 550°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジヱットノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジエツト冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2500 LZm i n. m2、 鋼帯上面側での嘖射速度を 7 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 297°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 38°Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。 発明例 1に較べて鋼帯長手方向温度偏差が小 さくなったが、 これは発明例 1よりも後段ランナウトテーブル 21での冷却水の 噴射速度を大きくしたことにより、 鋼帯上面での冷却水の液膜を貫通する作用が 高まり、 安定した核沸騰が得られたためであると考えられる。
[発明例 4]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水により 510°Cまで?^却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジエツトノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジエツト冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30°C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに S O O O L/m i n. m2、 鋼帯上面側での噴射速度を 7 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 298°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 40°Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。
[発明例 5]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水により 600°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジヱットノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジヱット冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30°C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2800 L/m i n. m 鋼帯上面側での噴射速度を 7 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 301°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 銅帯長手方向温度偏差も 36 °Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。
[発明例 6]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水により 550°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジエツトノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジエツト冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30°C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに S O O O LZm i n. m2、 鋼帯上面側での噴射速度を 7 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 297°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 25°Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。 発明例 1に較べて鋼帯長手方向温度偏差が小 さくなつたが、 これは発明例 1よりも後段ランナウトテーブル 21での冷却水量 密度を大きくし、 且つ冷却水の噴射速度を大きくしたことにより、 上述したよう な理由によって安定した核沸騰が得られたためであると考えられる。
[発明例 7 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 8に示すように噴射ノズル 8 a , 8 bから噴射される高圧流体 9に よる水切りパージを行いつつ、 円管ラミナ一ノズル群 5Aから冷却水を注水して ラミナ一冷却し、 鋼帯下面側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテー ブ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2 5 0 0 L /m i n . m 鋼帯上面側での噴射速度を 4 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 2 9 4 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 4 7 °Cと目標値以内となつ た。
[発明例 8 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 8に示すように噴射ノズル 8 a , 8 bから噴射される高圧流体 9に よる水切りパージを行いつつ、 円管ラミナ一ノズル群 5Aから冷却水を垂直状に 注水してラミナ一冷却し、 鋼帯下面側についてはスプレー冷却した。 後段ランナ ゥトテープ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面 側ともに 2 5 0 0 L /m i n . m 2、 鋼帯上面側での噴射速度を 7 mZ秒とした。 本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 3 0 8 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 3 8 °Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。 発明例 7に較べて鋼帯長手方向温度偏差が小 さくなったが、 これは発明例 7よりも後段ランナウトテーブル 2 1での冷却水の 噴射速度を大きくしたことにより、 鋼帯上面での冷却水の液膜を貫通する作用が 高まり、 安定した核沸騰が得られたためであると考えられる。
[発明例 9 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 6に示すように注水位置の鋼帯通板ライン上流側 ·下流側に水切り 用ロール 7 a， 7 bを配置して水切りを行いつつ、 円管ラミ1 "一ノズル群 A3力、 ら冷却水を垂直状に注水してラミナ一冷却し、 鋼帯下面側についてはスプレー冷 却した。 後段ランナウトテープ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度 を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2 5 0 0 L/m i n . m2、 鋼帯上面側での噴射速 度を 7 m,秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 3 0 6 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 3 6 °Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。
[発明例 1 0 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 7に示すように注水位置の鋼帯通板ライン下流側に水切り用ロール 7を配置して水切りを行いつつ、 円管ジヱットノズル群 A4から冷却水を鋼帯通 板ライン下流側に向けて斜め （鋼帯面とのなす角度 α ： 4 5 ° ) に注水してジェ ット冷却し、 鋼帯下面側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2 5 0 0 L /m i n . m 2、 鋼帯上面側での噴射速度を 7 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 3 0 2 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 3 7 °Cと目標値以内であつ て且つ好ましい温度範囲となった。
[発明例 1 1 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つのスリットジエツトノズル群 Al， A2から鋼帯 通板ラィン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジェット冷却し、 鋼帯 下面側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 2 1で使用した冷却 水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2 5 0 0 L/m i n . m 2、 鋼帯上面側での噴射速度を 4 mZ秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 307°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 43°Cと目標値以内となつ た。
[発明例 12]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 20では 30°Cの冷却水を使用 し、 その前半では水量密度 2000 L/m i n. m2で 650°Cまで冷却し、 そ の後半では水量密度 1000 LZm i n. m2で 550°Cまで冷却した。 引き続 き、 後段ランナウトテーブル 21では、 鋼帯上面側については図 5に示すように 2つの円管ジエツトノズル群 Al， A2から鋼帯通板ライン方向で斜めに対向した 状態で冷却水を注水してジヱット冷却し、 鋼帯下面側についてはスプレー冷却し た。 後段ランナウトテープ 21で使用した冷却水は、 水温 30°C、 水量密度を鋼 帯上面側 '下面側ともに 2500 L/m i n. m 鋼帯上面側での噴射速度を 4m/秒とした。
本発明例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 303°Cであり、 ほぼ 目標どおりとなった。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 45 °Cと目標値以内となつ た。
[比較例 1 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 30°Cの冷却水を用いて、 前段ランナウトテーブル 20 で 550°Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 21で冷却した。 ラ ンナウトテーブル全体を通じて、 鋼帯上面側はラミナ一冷却、 鋼帯下面側はスプ レー冷却とし、 鋼帯上面側は冷却水の水量密度を l O O O LZm i n. m2、 嘖 射速度を 4 mZ秒、 鋼帯下面側は冷却水の水量密度を 100 OZm i n. m2と しこ。
本比較例では、 却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 280°Cであり、 目標 温度よりも 20°C低くなつた。 また、 鋼帯長手方向温度偏差も 80°Cと目標より も大きくなつてしまった。 なお、 後段ランナウトテーブル 21出側での鋼帯長手 方向の温度チヤ一トを図 10に示す。 [比較例 2 ]
特許文献 1の方法に従い熱延鋼帯の冷却を行った。 圧延後の熱延鋼帯を、 3
0 °Cの冷却水を用いて、 前段ランナウトテーブル 2 0で 5 5 0 °Cまで冷却し、 引 き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では鋼帯下面だけに冷却水で注水して冷却 した。 後段ランナウトテーブル 2 1ではスプレー冷却とし、 スプレーノズルから 水量密度 1 0 0 0 L /m i n . m 2の冷却水を鋼帯下面に噴射した。
本比較例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 2 9 0 °Cであり、 目標 温度よりも若干低い程度であつたが、 鋼帯長手方向温度偏差は 1 2 0 °Cと目標よ りも大きくなつてしまった。 冷却が不安定になる 5 0 0 °C以下の温度域を鋼帯下 面のみで冷却しても、 遷移沸騰領域の通過が避けられないことから、 鋼帯長手位 置によって温度が急激に低くなったとものと考えられる。
[比較例 3 ]
特許文献 2の方法に従い熱延鋼帯の冷却を行った。 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテ 一ブル 2 1では 9 0 °Cの冷却水により冷却した。 ランナウトテーブル全体を通じ て、 鋼帯上面側はラミナ一冷却、 鋼帯下面側はスプレー冷却とし、 後段ランナウ トテーブル 2 1では、 冷却水の水量密度を 1.0 0 0 L/m i n . m2、 鋼帯上面 側の噴射速度を 4 mZ sとした。
本比較例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 2 9 0 °Cであり、 目標 温度よりも若干低い程度であつたが、 鋼帯長手方向温度偏差は 7 0でと目標より も大きくなつてしまった。 後段ランナウトテーブル 2 1で温水を用いることによ り遷移沸騰開始温度が低くなったが、 やはり膜沸騰から遷移沸騰への変化を避け ることができなかったため、 鋼帯長手方向温度がばらついたものと考えられる。
[比較例 4 ]
特許文献 4の方法に従い熱延鋼帯の冷却を行った。 圧延後の熱延鋼帯を、 前段 ランナウトテーブル 2 0では 8 0 °Cの冷却水により 4 0 0 °Cまで冷却し、 引き続 き、 後段ランナウトテーブル 2 1では 3 0 °Cの冷却水により冷却した。 ランナウ トテーブル全体を通じて、 鋼帯上面側はラミナ一冷却、 鋼帯下面側はスプレー冷 却とし、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 冷却水の水量密度を 1 0 0 0 LZm 1275
i n . m 2、 鋼帯上面側の噴射速度を 4 mZ sとした。
本比較例では、 前段ランナウトテーブル出側温度で 4 0 0 °Cを目標としたが、 鋼帯長手方向温度がハンチングしたため、 この時点で鋼帯長手方向温度偏差が 8 0 °Cとなってしまった。 このように前段ランナウトテーブル 2 0出側温度がばら ついた結果、 後段ランナウトテーブル 2 1の出側でも連動して鋼帯長手方向温度 がばらってしまい、 結局、 後段ランナウトテーブル出側温度の平均温度は 2 9 5 °Cとほぼ目標どおりにはなったものの、 鋼帯長手方向温度偏差は 9 5 °Cと目標 よりも大きくなつてしまった。 前段ランナウトテーブル 2 0で温水を使用したこ とにより遷移沸騰開始温库が低くなつたと思われるが、 前段ランナウトテーブル 2 0で 4 0 0 °Cまで冷却するには遷移沸騰開始温度があまり下がらず、 前段ラン ナウトテーブル 2 0内で遷移沸騰領域を跨いでしまい、 温度のばらつきが大きく なったものと考えられる。
[比較例 5 ]
特許文献 5の方法に従い熱延鋼帯の冷却を行った。 前段ランナウトテーブル 2 0では、 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウト テーブル 2 1では、 3 0 °Cで水量密度が 2 0 0 LZm i n . m 2の冷却水により 鋼帯上面側 ·下面側ともスプレー冷却で冷却した。
本比較例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 3 0 9 °Cとなりほぼ目 標温度となったものの、 鋼帯長手方向温度偏差が 7 0 °Cと目標よりも大きくなつ てしまった。 前段ランナウトテーブル 2 0において冷却水量密度を少なくするこ とにより、 遷移沸騰開始温度は低くなつたものの、 膜沸騰から遷移沸騰への冷却 形態の変化を避けることができなかったため、 冷却終了後の温度がばらついたも のと考えられる。
[比較例 6 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 5 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジェットノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジエツト冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 1 5 0 0 L/ i n . m 鋼帯下面側 1 8 0 0 L/m i n . 鋼帯上面側での噴射速度を 4 mZ秒とした。
本比較例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 3 0 8 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなったが、 鋼帯長手方向温度偏差が 6 5 °Cと目標温度よりも大きく なってしまった。 これは、 後段ランナウトテーブル 2 1での冷却水量密度が小さ いために、 安定した核沸騰が得られなかったためであると考えられる。
[比較例 7 ]
圧延後の熱延鋼帯を、 前段ランナウトテーブル 2 0では 3 0 °Cの冷却水により 4 5 0 °Cまで冷却し、 引き続き、 後段ランナウトテーブル 2 1では、 鋼帯上面側 については図 5に示すように 2つの円管ジェットノズル群 Al， A2から鋼帯通板 ライン方向で斜めに対向した状態で冷却水を注水してジ ット冷却し、 鋼帯下面 側についてはスプレー冷却した。 後段ランナウトテープ 2 1で使用した冷却水は、 水温 3 0 °C、 水量密度を鋼帯上面側 ·下面側ともに 2 5 0 0 L/m i n . m2、 鋼帯上面側での噴射速度を 4 mZ秒とした。
本比較例では、 冷却終了後の鋼帯長手方向の平均温度は 2 8 0 °Cであり、 ほぼ 目標どおりとなったが、 鋼帯長手方向温度偏差は 7 0 °Cと目標温度よりも大きく なってしまった。 前段ランナウトテーブル 2 0での鋼帯長手方向温度偏差をみる と 6 0 °Cであり、 すでにこの時点で温度偏差が発生していた。 これは、 前段ラン ナウトテーブル 2 0において 5 0 0 °C以下まで冷却したため、 前段ランナウトテ 一プル 2 0で膜沸騰から遷移沸騰への冷却形態の変化が生じたためであると考え られる。 このため、 後段ランナウトテーブル 2 1で安定した核沸騰で冷却しても、 もともと温度偏差が発生していたため、 目標の温度偏差にすることができなかつ たものと考えられる。
Figure imgf000028_0001
*1 上：鋼帯上面側の冷却条件 *3 流速：冷却水の噴射速度
下：鋼帯下面側の冷却条件 *4 長手平均：鋼带長手方向の平均温度
*2 円管ラミナ一：円管ノズルを用いたラミナ一冷却 長手偏差：鋼帯長手方向の温度偏差 スプレー：スプレーノズルを用いたスプレー冷却
円管ジェット： 円管ノズルを用いたジェット冷却
スリットジエツト：スリットノズルを用し、たジェット冷却
Figure imgf000029_0001
*1 上：鋼帯上面側の冷却条件 *3 流速：冷却水の噴射速度
下：鋼帯下面側の冷却条件 *4 長手平均：鋼帯長手方向の平均温度
*2 円管ラミナ一：円管ノズルを用いたラミナ一冷却 長手偏差：鋼帯長手方向の温度偏差 スプレー：スプレーノズルを用いたスプレー冷却
円管ジェット： 円管ノズルを用いたジェット冷却
スリットジエツト：スリツトノズルを用し、たジエツト冷却

Claims

請求の範囲
1. 熱間圧延後の熱延鋼帯を冷却水と接触させて冷却する方法において、 第一の冷却工程とこれに続く第二の冷却工程とを有し、
前記第一の冷却工程では、 遷移沸騰開始温度よりも高い鋼帯温度で冷却を停止 し、 続く第二の冷却工程では、 核沸騰となる水量密度の冷却水により冷却するこ とを特徴とする熱延鋼帯の冷却方法。
2. 第一の冷却工程では、 350〜 1 200 L/m i n. m 2の水量密度の冷 却水により冷却するとともに、 500°Cよりも高い鋼帯温度で冷却を停止し、 続 く第二の冷却工程では、 少なくとも鋼帯上面に対して 2000 LZm i n. m2 以上の水量密度の冷却水を注水し、 500°C以下の鋼帯温度まで冷却することを 特徴とする請求項 1に記載の熱延鋼帯の冷却方法。
3. 第一の冷却工程の前段では、 1 200 L/m i n. m2を超える水量密度 の冷却水により冷却し、 続く同工程の後段では、 350〜 1 200 LZm i n. m2の水量密度の冷却水により冷却するとともに、 500°Cよりも高い鋼帯温度 で冷却を停止し、 続く第二の冷却工程では、 少なくとも鋼帯上面に対して 200 0 L/m i n. m2以上の水量密度の冷却水を注水し、 500°C以下の鋼帯温度 まで冷却することを特徴とする請求項 1に記載の熱延鋼帯の冷却方法。
4. 第一の冷却工程では、 550〜600°Cの鋼帯温度で冷却を停止し、 続く 第二の冷却工程では、 少なくとも鋼帯上面に対して 2500 L/m i n. m2以 上の水量密度の冷却水を注水することを特徴とする請求項 2又は 3に記載の熱延 鋼帯の冷却方法。
5. 第二の冷却工程において、 少なくとも鋼帯上面をラミナ一冷却又はジエツ ト冷却で冷却するとともに、 該ラミナー冷却又はジェット冷却における冷却水供 給ノズルからの冷却水の噴射速度を 7 mZ秒以上とすることを特徴とする請求項
2 ~ 4のいずれかに記載の熱延鋼帯の冷却方法。
6 . 第二の冷却工程において、 鋼帯上面に注水された冷却水を水切り手段によ り鋼帯両側の外方に排出させることを特徴とする請求項 1〜 5のいずれかに記載 の熱延鋼帯の冷却方法。
7 . 水切り手段が、 鋼帯上面の幅方向に配置されるロールであることを特徴と する請求項 6に記載の熱延鋼帯の冷却方法。
8 . 水切り手段が、 鋼帯上面の冷却水に吹き付けられる高圧流体であることを 特徴とする請求項 6に記載の熱延鋼帯の冷却方法。
9 . 2つの冷却水供給ノズル又は 2つの冷却水供給ノズル群から噴射された冷 却水が、 鋼帯通板ライン方向で斜めに対向した状態で斜め上方から鋼帯上面に 各々衝突した後、 両冷却水流が鋼帯面上で衝突するように、 冷却水供給ノズルか ら鋼帯上面に注水を行うことを特徴とする請求項 1〜 5のいずれかに記載の熱延 鋼帯の冷却方法。
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