CN1176668A - 连续退火带钢中的一次冷却方法 - Google Patents

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Abstract

在一种连续退火钢带的方法中包括一加热阶段(A)、一均热阶段(B)、一至少在其后半部分中包括一快冷阶段的一次冷却阶段(C)、一过时效阶段(D)和一最后冷却阶段(E),采用含有浓度为30—60%的H2气体的惰性保护气体作为冷却气体,以用于快速冷却阶段,冷却气体的喷吹温度为30—150℃,而冷却气体的喷吹速度为100—150m/sec。在连续退火钢带中的一次冷却方法设置了包括快速冷却阶段的一次冷却阶段(C),该阶段可以用高效率和低成本进行。

Description

连续退火带钢中的一次冷却方法
本发明涉及一种在连续退火带钢中的一次冷却方法，更具体一些，涉及一种在一次冷却阶段中通过喷吹含有H2气作为冷却气体的惰性保护气体而进行的快速冷却。
由于太硬因而几乎显示不出可加工性，因此钢带在冷轧以后不能经受冲压，因而，只要不进行进一步的处理，就不能付诸于实际应用。为了改善钢带的可加工性，就需要充分地加大钢带的晶粒尺寸，并且尽可能地减少钢带中所含的固溶态碳的量。
为此，要进行包括均热、一次冷却和过时效的连续退火处理。更具体一些，将钢带在冷轧之后加热至再结晶温度以上并在700～850℃的均热温度保持一定的时间，以使晶粒长大。在均热阶段，形成固溶态的溶解碳，而且必须使它沉降，以在以后的阶段中成为无害的。因此，在一次冷却的前一半进程中，使钢带缓慢地冷却至某一温度(600～700℃)，以便增加铁素体基体中的固溶态碳的量，并防止诸如冷翘曲这样的钢带平直度的降低，以得到满意的生产。在一次冷却的后一半进程中，使钢带快速冷却至过时效温度(约400℃)。然后，将钢带在过时效温度下保持一定的时间，以使固溶态碳作为渗碳体沉淀出来，以减少它的量。最后，使钢带经受最后的冷却。
在一次冷却的后一半进程中用水-气体混合物进行冷却以快速冷却钢带的地方，在钢带的表面上形成氧化膜，以致在连续退火后立即需要像酸洗这样的后处理。考虑到上述情况，在例如日本专利公报No.昭55-1969和日本专利公开公报No.平6-346156中提出了一种通过对其喷吹以H2为基础的惰性保护气体而冷却钢带的方法，其中，该冷却气体含有大量的具有大的冷却能力的H2气体。
虽然上述公报建议将H2气体的浓度调整到在8～90％的范围内，但是下列问题并未得到满意的解决：
(1)虽然提高H2气体的浓度必然提高冷却能力，但是这种H2气体浓度的提高却使运行费用升高。
(2)如果降低H2气体的浓度并且提高从喷嘴喷出的气体的喷吹速度，就可以得到较高的冷却能力。但是，如果喷吹速度超过一定的值，正在运行的钢带就会颤动，并在其表面上产生刮伤。
(3)还有，如果将含有H2气体的冷却气体再循环并且只补充其损耗，则可以有效地使用冷却气体。不过，在此情况下，由于冷却气体由被冷却的带钢加热而最终成为高温气体，因此使冷却气体的冷却效率下降。这样，在现有技术中并未考虑冷却气体的合适温度。
本发明是有鉴于传统方法的这些缺点而做出的，其目的为提供一种在连续退火钢带时以更有效而且更廉价的方式进行一次冷却的方法，其特征为，根据各种试验的结果适当地选择H2气体的浓度、冷却气体的温度和冷却气体的喷吹速度。
为了达到上述目的，按照本发明，提供了一种在连续退火钢带中的一次冷却方法，它包括一加热阶段、一均热阶段、一至少在其第二个一半中包含一快速冷却阶段的一次冷却阶段、一过时效阶段和一最后冷却阶段，其特征为，采用含有浓度为30～60％的H2气体的惰性保护气体作为冷却气体，以用于快速冷却阶段，冷却气体的喷吹温度为30～150℃，冷却气体的喷吹速度为100～150m/sec。
此处，术语“喷吹速度”指喷吹在钢带上的冷却气体从喷嘴喷出的速度。
在上述的一次冷却阶段中，最好使快速冷却阶段的起始温度为600～700℃，快速冷却阶段的结束温度为200～450℃，在快速冷却阶段的冷却速率CR(℃/sec)与带厚t(mm)之间的关系要确定成满足下列公式(1)：
CR·t≥60℃mm/sec       (1)
在上述的一次冷却阶段中，进一步地最好是，通过采用每个均具有圆形的中空横截面并朝钢带伸出的多个喷嘴来喷吹冷却气体，喷嘴的末端与钢带之间的距离被确定为不大于70mm。在上述的一次冷却阶段中，更好一些为，在用于快速冷却阶段的区域与邻近区域之间实行气体密封，以及在用于快速冷却阶段的区域中设置保护系统，防止爆炸。
附图的简要说明
图1为薄板的连续退火线的说明图，它采用了按照本发明的一个实施例的在连续退火钢带时的一次冷却方法。
图2为一曲线图，示出了在连续退火线的炉子段中，钢带的通过时间与温度之间的关系。
图3为用于实施快速冷却阶段的设备的透视图。
图4为用于喷射冷却气体的喷气箱和其上的喷嘴的主视图。
图5是喷气箱和喷嘴的剖视图。
图6是表示喷嘴开口面积比与鼓风机功率指数间的关系的曲线图。
图7是表示喷嘴孔内径与喷吹距离之比与鼓风机功率指数间的关系的曲线图。
图8为气体密封装置的说明图。
图9为一曲线图，示出了可以防止钢带颤动的冷却气体喷吹速度的上限与冷却气体中的H2气体浓度间的关系。
图10为一曲线图，示出了用于快速冷却区的H2气体浓度与运行费用指数间的关系。
图11为另一曲线图，示出了用于快速冷却区的H2气体浓度与运行费用指数间的关系。
图12是表示快速冷却区中钢带的通过时间与温度间的关系的曲线图。
图13是表示H2气体浓度与传热系数间的关系的曲线图。
现在联系附图更详细地描述本发明。
在图1中示出了采用按照本发明的一个实施例的在连续退火钢带中的一次冷却方法的连续退火线10的炉子段(以后均称为连续退火炉)10a。如图1所示，连续退火炉10a包括一加热区11、一均热区12、一一次冷却区13、一过时效区14和一作为二次冷却区的最终冷却区15。一次冷却区13包括一在前半部分进程中的慢冷区13a和一在后半部分进程中的快冷区13b。
在连续退火炉10a的入口侧，有一用于解开材料卷的开卷机16，一用于将前面的和后面的钢带26连接在一起的焊接机17，一用于进行电解清洗之类的预处理设备18和一入口活套挑19。在连续退火炉10a的出口侧有一出口活套挑20、一平整机21、一用于进行像切侧边这样的处理的精整设备22、钢带的检查和涂油、一用于将钢带26切成产品带卷单元的切分剪23，和一用于绕其卷取产品带卷的卷取机24。
图3示出了在一次冷却区13的后一半中构成快速冷却区13b的快速冷却设备13c。设置吹气箱27与28，从而将由多个稳定辊25支承的钢带26夹在当中。一用于提供冷却气体的统一的喷吹导管30通过其截面为Y形的分支喷吹导管29然后通过多个平行的闸板27a，28a与位于钢带26的一侧的吹气箱27，28的一侧相连。
在钢带26的另一侧设有用于收集喷吹在钢带26上的冷却气体的抽气导管31。这些用于收集冷却气体的导管31与统一的抽气导管31a的上部相连，该导管31a在其下部设有一用水之类作为冷却剂的热交换器32。热的冷却气体由热交换器32冷却并通过一下导管33送至鼓风机34。要注意，除去热交换器32，还可以设置一个使用碳氟化合物、氨之类作为冷却剂的致冷机，以进一步冷却已经被热交换器32冷却的冷却气体。在图3中，标号35代表一用于鼓风机34的驱动电机，图中的每个箭头指出冷却气体的流动方向。
吹气箱27(或28)示于图4和5中。每个均由一短管形成的多个喷嘴36设置在吹气箱27的前表面上。每个喷嘴36用一具有圆形中空截面的圆柱形管做成并朝钢带26伸出。喷嘴36的喷吹开口的内径为例如9.2mm。这些喷嘴36在吹气箱27的前表面上按之字形图案排列。还有，喷嘴36要如此形成，以使喷嘴36的总开口面积占吹气箱27的前表面面积的2～4％，而且冷却气体以均匀的流速通过所有喷嘴36喷出。图6示出了喷嘴开口面积比(喷嘴36的开口面积与吹气箱27的前表面面积之比的百分数)与鼓风机34的电动机功率指数之间的关系。如图6所示，在喷嘴开口面积比大约为2～4％时得到最大的效率。这个结果用如下所述的理由来解释，即只要从喷嘴36吹出的冷却气体的量相同，如果喷嘴36的开口面积百分数超过4％，则冷却气体的喷吹速度过分下降，而如果喷嘴36的开口面积百分数不超过2％，则喷吹速度过分升高，从而在喷嘴36处产生巨大的压力损失。
另外，将从喷嘴36的末端至钢带26的表面的距离，即如图5所示的喷吹距离d确定为不大于70mm，并将每个喷嘴36的伸出长度设定成不小于(100mm-d)。其理由为，如果从喷嘴36至钢带26的距离d增加，则喷在钢带表面上的冷却气体的喷吹速度就大大降低。将每个喷嘴36的伸出长度设定为不小于(100mm-d)的理由为，在伸出的喷嘴36中限定一个冷却气体的逃逸空间，从而不仅通过防止已经喷吹到钢带上并被其加热的冷却气体停留在钢带的表面上并干扰冷却行为而提高冷却效率，而且也提高了沿钢带宽度方向的冷却均匀性。
现在研究喷吹开口的内径。图7示出了喷嘴孔的内径与喷吹距离d之比和鼓风机34的功率指数之间的关系。在图中可以看出，鼓风机34的功率随喷嘴孔的内径与喷吹距离之比的减少而降低。还有，为了通过从喷嘴36喷吹冷却气体而实现大的冷却能力，需要以高密度布置喷嘴36，这样使那些位于喷嘴轴线附近并具有最大冷却能力的各个冷却气体的喷射流部分沿钢带26稠密而均匀地分布。因此，喷嘴孔的内径应当尽可能地小。但是，喷嘴孔内径的过分减小将导致这样一个缺点，即会使喷嘴的数量增加，并使设备的成本与维护费用增加。考虑到这些互相矛盾的方面，最好将喷嘴开口的内径设定成不大于距离d的五分之一，但是不小于喷吹开口可以被实际地机加工的3mm。
如果将任何一种不同的气体从慢冷区13a或从与快冷区13b相邻设置的过时效区14混入快冷区13b，就会产生这样的问题，即降低快冷区13b的冷却气体中的H2浓度，因而降低其冷却能力。还有，由于在快冷区13b中采用含高浓度的H2气体的惰性保护气体作为冷却气体，因此快冷区13b必须装有防爆炸系统。因此，在连续退火线10的一次冷却区13的后半部分中，在快冷区13b的每个上游侧和下游侧都要设置如图8所示的气体密封装置38。虽然设置在快冷区13b与过时效区14之间的气体密封装置38将在下面描述，但设置在慢冷区13a与快冷区13b之间的气体密封装置38也具有同样的结构。
在快冷区13b的出口39和过时效区14的入口40之间，设置有气体密封装置38。气体密封装置38包括抽气室42和多对保护气体喷吹室45和46，抽气室42位于运行中的钢带26的上方与下方并具有朝着钢带26的顶面和底面的缝隙状抽气口41，喷吹室45和46位于上、下抽气室42的两侧并具有也朝着钢带26的相应表面的缝隙状喷吹开口43和44。
在快冷区13b中的冷却气体通过一循环鼓风机47供往在钢带26的入口侧的上、下气体喷吹室45，然后喷吹在钢带26的顶面和底面上，以形成一股从喷吹开口43流向快冷区13b的气流，从而防止气体跑出快冷区13b并进入气体密封装置38。同样，过时效区14中的保护气体通过一循环鼓风机48供往在钢带26的出口侧的上、下气体喷吹室46，以形成从喷吹开口44流向过时效区14的气流，从而防止气体跑出过时效区14并进入气体密封装置38。
一部分从喷吹开口43喷出的冷却气体沿钢带26的进给方向流动，一部分从喷吹开口44喷出的保护气体沿与钢带26的进给方向相反的方向流动。但是，由于抽气室42位于气体喷吹室45和46之间，那些部分的冷却气体和保护气体都通过抽气开口41被吸入并由排气鼓风机49排放至外面。对应于由被排气鼓风机49的运行而进行的排放所引起的在快冷区13b和过时效区14中的气体短缺，要向相应的区域提供预先准备好的冷却气体和保护气体。
因此，有可能防止来自快冷区13b的含有高浓度H2气体的冷却气体进入过时效区14，从而得到可靠的气体密封，以保持冷却气体的组分浓度不变，并且避免高浓度H2气体泄漏，以减少昂贵的气体的消耗，并保证运行中的安全。
现在参看图1和2描述连续退火线10的运行的梗概，重点在于按照本发明的一个实施例的在连续退火钢带中的一次冷却方法。
由开卷机76开卷的钢带26由焊接机17连接在另一条前面的钢带上，然后被送往包括一电解清洗机之类的预处理设备18。此后，通过入口活套挑19将钢带26送至连续退火炉10a的加热区11，在该处，将钢带加热至再结晶温度(加热阶段A)以上。接着，将钢带26送往均热区12，在该处，使钢带在700～850℃的温度下保持一定的时间(均热阶段B)。在这些阶段A与B中，使钢带26再结晶，发生晶粒长大，由此使它变软并显示出良好的可加工性。但是，当钢带26在高温下经受热处理时，由于钢带26中的碳化物溶解在基体中，因此，如果使钢带26在均热阶段之后直接冷却，则将在钢带26中存在大量的固溶态碳。固溶态碳的存在并不是所希望的，其理由为，这种碳随着时间而沉积，使钢带26变硬，并产生大的屈服点伸长。
因此，为了尽可能地减少钢带26中的固溶态碳的量，使钢带26在均热处理后在过时效区14中经受过时效处理。在过时效区14中，使钢带26在一定的温度范围内(大约400℃)停留一定的时间，从而允许固溶态的碳扩散。其结果是，固溶态碳作为渗碳体(Fe3C)而沉淀，并且使钢带26中的固溶态碳的量大大减少(过时效阶段D)。
为了加速过时效处理，在均热阶段以后，首先在慢冷区13a中将钢带26缓慢冷却至某一不高于A1转变温度(723℃)的温度TS，然后在快冷区13b中快速冷却至过时效温度。这一快速冷却产生一过饱和状态，在此状态中，在快速冷却的终点(图2中的温度TE)，固溶态碳存在于铁素体基体中，其量超过Fe-C平衡图上在同一温度时所允许的碳的溶解度极限。这种过饱和状态在过时效处理中加速固溶态碳转变为渗碳体的沉淀。
在均热阶段以后，如上所述，在一次冷却的前半部分中将钢带26缓慢地冷却至某一不高于A1转变温度的温度TS。这种缓慢冷却的目的为增加固溶态碳在铁素体基体中的量，并防止诸如冷却翘曲的钢带平直度的降低，以得到满意的生产。根据那些来自生产观点的理由，TS的上限为700℃。
还有，如图2所示，由于TS是开始快速冷却的温度，如果它太接近快速冷却结束时的过时效温度，它就无关紧要，因此，TS的下限为600℃。
此外，快速冷却结束温度TE的上限等于过时效开始温度的上限，因此应为450℃。根据为了得到前述过饱和状态的冶金学观点，要求在一次冷却的后半部分也即在快冷区13b中进行的快速冷却阶段的冷却速率不低于60℃/sec，最好不低于大约80℃/sec。换句话说，如果冷却速率低于60℃/sec，则作为产品的钢带中的固溶态碳的量将会太大，并将使该产品变得过硬，从而破坏冲压成形(一次冷却阶段C)中的可加工性。
然后，在过时效处理后，使钢带26在最终冷却区15中缓慢地冷却至室温(最终冷却阶段E)。
当生产高强度钢带、特别是其中马氏体混合在铁素体基体中的双相型高强度钢带时，要修改退火循环，由此将钢带26加热至不低于A1转变温度的温度(加热阶段A′)，并将加热的钢带26在同一温度下保持在均热区12中，以产生铁素体和奥氏体的双相状态(均热阶段B′)，然后使钢带在从快冷区13b中的快速冷却开始温度TS快速冷却以前在慢冷区13a中缓慢冷却。还有，快速冷却结束温度TE′是一低于马氏体转变温度MS(约为250℃，虽然与化学成份有关)的温度，以致奥氏体有效地转变成马氏体。因此，TE′的下限温度为200℃。如果在快冷阶段的冷却速率不足，则冷却曲线将与连续冷却转变图中在该处开始转变成铁素体、珠光体等的前端相遇，然后将使一部分奥氏体转变成这些相，导致低的马氏体转变效率。根据上述理由，从冶金学的观点出发，要求在快冷阶段中有60℃/sec的冷却速率。在试图进一步节省合金元素的情况下，希望冷却速率不要低于100℃/sec。这种情况可用图2中的点划线代表。具体一些，使钢带在一次冷却阶段C′中快速冷却至大约200℃，然后在过时效区14中接受低温保持阶段D′，此后就转送至最终冷却阶段E′。
因此，已知冷却速率为CR，钢带26的厚度为t，则鉴于在连续退火炉10a中退火的钢带26通常有大约1mm的厚度，要求连续退火炉10a中快冷区13b的冷却能力满足上述公式(1)。
另一方面，根据传热理论知道，传热系数α(kcal/m2h℃)由下式(2)表示
CR＝K·α/t       (2)
式中，K为常数。
此式(2)可以改写成下式(3)。
CR·t＝k·α      (3)
将式(3)代入上述式(1)，得到下式(4)。
k·α≥60℃mm/sec    (4)
此处，当将快冷区13b规定为如图3所示的快速冷却设备13c时，可确定常数K的值。将此值代入式(4)，则满足式(1)的条件的传热系数α的值由下式(5)给出。
α≥410kcal/m2h℃     (5)
如果在如上所说的快冷阶段中采用了由水-气体混合物进行的冷却，则可进行满足式(5)的冷却。但是，由于在钢带26的表面上形成了薄的氧化膜，在退火后的后处理中就需要像轻酸洗、在酸洗后的冲洗、用于改进磷酸盐处理能力的特殊处理以及最终冲洗的步骤。这样就导致提高设备成本的缺点。有鉴于上述情况，将注意力集中在一种通过在钢带26上喷吹惰性保护气体喷射流而快速冷却钢带26的方法上。表1列出了可用于快速冷却的各种气体在100℃时的冷却能力比，假设将95％的氮气(N2)和5％的氢气(H2)的气体混合物的冷却能力定为1。根据表1，通过采用含有较高浓度H2气体的冷却气体，可以得到较高的冷却能力。这要归因于物理性能值的差别，即H2气体的导热性大约为N2气体的七倍。
                表1
    气体种类(100℃)     冷却能力比
    95％N2气体+5％H2气体     1(基准)
    100％He气体      1.522
    100％H2气体      1.725
    100％Ar气体      0.666
在日本专利公报No.平2-16375中，本发明的申请人在先提出并采用了表1中所示的由5％的H2气体和其余为N2气体组成的基准气体作为冷却气体，其中，将H2气体的量保持在爆炸限度以内。然后，在采用这种由5％的H2气体和其余为N2气体组成的冷却气体的实际操作中，通过将从喷嘴开口排出的气体的喷吹速度提高至大约100m/sec而进行高速气体冷却工艺，由此得到满足下式(6)的冷却能力。
CR·t＝30～50℃mm/sec     (6)
如上所述，在本发明中，快冷区13b的冷却能力进一步得到了提高，以致根据来自冶金学的观点新近认识到的要求，能满足前面所提到的公式(1)。考虑到由5％的H2气体和其余为N2气体组成的冷却气体的冷却能力满足上式(6)，而100％H2气体的冷却能力如表1所示为由5％的H2气体和其余为N2气体组成的冷却气体冷却能力的1.7倍左右，认为，在用100％的H2气体作为冷却气体时，上式(5)在理论上可以满足。但是，由于冷却气体如图8所示有一部分由排气鼓风机49排出，因而必须连续地补充，所以过分高的H2气体的浓度将提高整个设备的运行成本。另外，还可以设想如表1所假设的采用He气体，但是这个方法是不实际的，因为He气体本身太贵。
同时，按照由本发明人根据试生产作业线试验所得到的实验公式，表示在快冷区13b中的冷却能力程度的传热系数α是冷却气体离开喷嘴的喷吹速度V和冷却气体种类的函数，并用下式(7)表示。
α＝k·λa·Vb(a＞0和b＞0)       (7)
式中，
λ：取决于气体种类的变量，
V：喷吹速度，
K、a与b：常数。
在式(7)中，取决于气体种类的变量λ随N2气体与H2气体混合物中的H2气体浓度的增加而加大，导致如表1所示的较大的传热系数α。另一方面，如从式(7)可以看出的那样，由于传热系数α是随较高的冷却气体喷吹速度V而增加的，因此，如同表1所假设的那样，通过提高冷却气体的喷吹速度而不必采用昂贵的100％H2气体，也可以提高冷却能力。但是，如果冷却气体的喷吹速度加大到超过某一值，则鼓风机运行所必须的电能费用就大大地增加，同时，钢带26易于颤动。如果具有较大比重的N2气体的比例增加，则这个趋势将会变得更为显著。这是来自这样一个事实的，即引起钢带颤动的力最受喷吹气体的动能的影响并与其成正比，其中，喷吹气体的动能E可由下式表示。
E＝γ/2g·V2         (8)
式中，γ为气体的比重，g为重力加速度，V为气体喷吹速度。
如果钢带26颤动，就会产生这样一个问题，即钢带26可能碰上例如喷嘴36的末端并可能被刮伤。为了避免这一问题，通过采用如图3所示的设备进行了测量气体喷吹速度极限的试验，超过这一极限，钢带26就开始颤动，试验时，保持冷却气体的温度不变(100℃)，并对钢带26喷吹含有各种H2浓度的气体的冷却气体。测量结果示于图9中。防止钢带颤动的气体喷吹速度的上限多少有些变化，这取决于钢带的厚度t和张力。还有，使图3所示的稳定辊25之间的距离变狭，可减轻钢带颤动的趋势，因此可相应地加大冷却气体的喷吹速度。
此外，影响上式(1)的条件的一个因素是冷却气体的温度。在图3所示的快速冷却设备13C中，用于冷却钢带26的冷却气体通过抽吸导管31被吸入，然后在热交换器32中经过热交换。由于热交换器32采用了便宜的水作为冷却剂，因此，已经经过热交换器32的冷却气体的温度在80-150℃的范围内。但是，从经济的观点出发，在快冷区中，冷却气体的温度最好通过更有效的热交换保持在80-100℃的范围内。有可能进一步地另外安装一使用碳氟化合物、氨之类作为冷却剂的致冷机，使它与热交换器32相关联，由此可以使冷却气体的温度保持在30-80℃的范围内。这样就使钢带能更有效地冷却。
还有，如果冷却气体中的H2气体的浓度降低，则N2气体的浓度升高，并且所用冷却气体的成本就由于N2气体比较便宜而相应地降低。但是，另一方面，如果冷却气体中H2气体的浓度降低，N2气体的浓度提高，而且冷却气体的比重加大，提高了由鼓风机等的运行而消耗的电能成本。此外，根据从表1得出的推论，如果冷却气体中H2气体的浓度升高，传热系数就加大。图10与11分别示出了试验1和试验2的结果，该试验的进行是为了在满足上式(1)的条件下，改变冷却气体中H2气体的浓度时研究快冷区的运行费用。虽然传热系数随冷却气体中H2气体的量的减少而减小，但这种减小可如下表2所示的那样通过增加来自喷嘴的冷却气体的喷吹速度而得到补偿。
                              表2
         试验1             试验2
  H2气体浓度   气体喷吹速度   H2气体浓度   气体喷吹速度
    15％      133m/sec     15％      156m/sec
    25％      125m/sec     25％      146m/sec
    50％      106m/sec     50％      123m/sec
    75％      100m/sec     75％      116m/sec
图10示出了用于快冷区13b的每吨钢带的运行费用，得到结果的条件为，使厚度为0.798mm、宽度为1300mm的钢带在270m/min下进行处理，并使钢带的温度从675℃快速冷却至410℃。
图11示出了用于快冷区13b的每吨钢带的运行费用，得到结果的条件为，使厚度为0.633mm、宽度为1300mm的钢带在260m/min下进行处理，并使钢带的温度从670℃快速冷却至270℃。在图10和11中，虚线代表冷却气体的成本，点划线代表电能的成本，实线代表总成本。
在图10的情况下，运行成本在冷却气体中的H2气体浓度大约为45％时最小，而在图11的情况下，在H2气体浓度大约为55％时为最小。
从图10和11中可以看出，当冷却气体中的H2气体浓度在30-60％的范围内时，用于快冷区的包括冷却气体成本和电能成本的总运行成本处于最低的水平。
再有，当诸如喷嘴的形状和排列以及冷却气体的喷吹速度等冷却条件固定时，所得到的传热系数α可通过利用从如图12所示那样进行的快速冷却运行试验得到的实际数据根据下列的公式(9)和(10)算出。
α＝A·T·(i1-i2)/(AT·θ)            (9)
ΔT＝(T1-T2)/ln(T1-Tg)/(T2-Tg)    (10)
式中，T1为进口侧的钢带温度，T2为出口侧的钢带温度，i1为进口侧的钢带的焓，i2为出口侧的钢带的焓，θ为钢带从快冷区的入口侧至出口侧的通过时间，A为常数，t为钢带的厚度，Tg为冷却气体的温度。
图13示出了根据在图12所示的试验中通过不同地改变H2气体的浓度，而冷却气体的喷吹速度为130m/sec和100m/sec时所得到的数据算出的传热系数α。从图13中可以看出，当H2气体的浓度超过60％时，传热系数α饱和。因此，即使采用具有H2气体浓度超过60％的冷却气体，也不能显著地提高冷却效果。
此外，将从冶金要求得到的上式(5)的条件用于图13，可以发现，冷却气体的喷吹速度不应低于100m/sec，而且冷却气体中H2气体的浓度不应小于30％，以满足上述式(5)。
根据图9至13所示的结果，可以了解到，能够满足上式(1)的条件的冷却能力可以通过采用含有浓度为30-60％的H2气体的冷却气体而经济地得到。如图9所示，在此H2气体浓度的范围内，使钢带不会颤动的冷却气体的最大喷吹速度为115-150m/sec。但是，满足上述其它冷却条件和上式(5)的冷却气体喷吹速度的下限为100m/sec。如果冷却气体的喷吹速度低于100m/sec，就不能得到能满足上式(5)的冷却能力。这可以理解如下。在上面所引用的日本专利公报No.平2-16375中描述的现有技术中，在H2气体的浓度为5％并且冷却气体速度为100m/sec的条件下，CR·t在30-50℃mm/sec的范围内。可以明白，如果在同样的条件下将H2气体的浓度提高到大约30-60％，则冷却能力得到加强，因而CR·t可以超过60℃mm/see。这个说明也可从图13中显而易见。按照试验结果，当冷却气体的喷吹速度小于100m/sec时，容易形成一以静止状态附着在钢带26的表面上的静止层(有时称为边界层)，而且使传热系数相应地降低。
虽然为了更易于理解本发明而联系特殊的数字值来说明前面的实施例，但是本发明自然可以在不脱离本发明的范围的前提下得到修改，而且这些改进同样也包括在本发明中。
采用按照本发明的在连续退火钢带中的一次冷却方法，可以通过适当地选择冷却气体的H2浓度、温度和喷吹速度得到从冷却能力和经济性的观点出发都令人满意的最佳冷却条件。
此外，通过设定一次冷却中快速冷却开始温度为600-700℃、快速冷却结束温度为200-450℃，以及冷却速率与钢带厚度的积(CR·t)不小于60℃mm/sec，就可以满足对钢带处理的冶金要求，从而能对低碳钢板进行更有效的过时效处理，并可使高强度钢板进行更有效的转变过程。
还有，通过采用具有圆形中空截面并朝钢带伸出以对钢带喷吹冷却气体的喷嘴，以及将圆孔喷嘴的末端与钢带之间的距离设定为不大于70mm，以高的流速从喷嘴吹出的冷却气体可有效地撞在钢带上，由此可以以高的效率冷却钢带而不致在钢带的表面上形成任何的静止层。
此外，通过在快冷区和相邻区之间实行气体密封，可以大大地减少昂贵的H2气体的消耗。如上所说，由于建立一防爆炸系统，可以安全地用超过H2气体的爆炸极限的浓度为30-60％的H2气体作为冷却气体。

Claims (4)

1.一种在连续退火钢带中的一次冷却方法，包括一加热阶段、一均热阶段、一至少在其后半部分中包括一快速冷却阶段的一次冷却阶段、一过时效阶段和一最后冷却阶段，其特征为，
将含有浓度为30-60％的H2气体的惰性保护气体用作冷却气体，以用于上述快速冷却阶段，上述冷却气体的喷吹温度为30-150℃，上述冷却气体的喷吹速度为100-150m/sec。
2.如权利要求1所述的在连续退火钢带中的一次冷却方法，其特征为，上述快速冷却阶段的开始温度为600-700℃，上述快速冷却阶段的结束温度为200-450℃，并将在上述快速冷却阶段中冷却速率CR(℃/sec)与带厚t(mm)之间的关系确定成满足下式：
CR·t≥60℃mm/sec。
3.如权利要求1至2的在连续退火钢带中的一次冷却方法。其特征为，上述冷却气体通过采用每个均具有圆形中空截面并朝上述钢带伸出的多个喷嘴来喷吹，并且将上述喷嘴的末端与上述钢带之间的距离确定为不大于70mm。
4.如权利要求1至3所述的在连续退火钢带中的一次冷却方法，其特征为，在用于快速冷却阶段的一个区域与邻近区域之间实行气体密封，以及设置一保护系统以防止爆炸。
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