JP4242932B2 - 鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、鋼帯の連続焼鈍における過時効処理前の急冷処理を含む一次冷却方法において、冷却ガスにＨ2 ガスを含む不活性ガスを混合して急速冷却する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
冷間圧延後の鋼帯は硬過ぎて加工性が殆どないので、そのままではプレス成形ができず実用に供されない。鋼帯の加工性を向上させるには、鋼帯の結晶粒度を十分に大きくすること、及び鋼帯に含まれる固溶炭素をできるだけ少なくすることが必要である。
そこで、加熱工程と、均熱工程と、１次冷却工程と、過時効工程及び最終冷却工程からなる連続焼鈍処理が行われている。即ち、連続焼鈍処理は、冷間圧延後の鋼帯を再結晶温度以上に加熱し、７００〜８５０℃の均熱温度にて一定時間保持して結晶粒を成長させると共に、その際溶解した炭素を無害化するべく、一次冷却の前半でフェライト地の固溶炭素量を多くし、更には操業上クーリングバックル等の形状不良を防ぐために一定温度（６００〜７００℃）までの徐冷を行って、一次冷却の後半で過時効温度（約４００℃）まで急冷している。そして、この温度で一定時間保持し固溶炭素をセメンタイトとして析出させて固溶炭素を減少させた後、最終冷却することによって行われる。
前記一次冷却の後半の急冷処理において気水冷却を使用し水を用いて冷却すると、鋼帯表面に酸化膜が生成し、連続焼鈍直後に酸洗等を行う後処理が必要であるので、不活性ガスを鋼帯に吹き付けて冷却する方法において、冷却能の大きいＨ2 ガスを多量に含み基材ガスがＮ2 である冷却ガスを用いる冷却方法が、例えば特公昭５５−１９６９号公報や特開平６−３４６１５６号公報において提案されている。
前記特公昭５５−１９６９号公報においては、Ｈ2 ガスの濃度が５０％以上の範囲で調整することが記載され、特開平６−３４６１５６号公報においては、７０〜９０％の範囲でＨ2 ガス濃度を調整することが記載されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、前記公報記載の技術においては、以下のような点については十分な解明がなされていないことが判明した。
▲１▼Ｈ2 ガスの濃度が上がれば確かに冷却能力が上がるが、コスト高になる。また、Ｈ2 ガスの濃度がその爆発限界である６％を越えて増加した不活性ガスを使用することは、爆発の危険性が高まり安全性に問題が生じる。
▲２▼同一の薄板用連続焼鈍設備で異なった鋼種、例えば、軟鋼の中の普通用鋼（低炭素鋼）、絞り用鋼（低炭素鋼）、及び、深絞り用鋼（低炭素鋼）、超深絞り用鋼（極低炭素鋼）、また、２相組織型高張力鋼（高Ｍｎ鋼）等を焼鈍する場合、それほど急冷を要さない普通用鋼や超深絞り用鋼においても、他の急冷を要する絞り用鋼や深絞り用鋼と同一のＨ2 ガスの濃度で急冷することは、必要以上に経費がかかり経済性に劣るという問題を有する。特に、昨今では多種多様な鋼種を連続して焼鈍する頻度が増加し、各鋼種に適した冷却ガスを用いることが強く希求されている。
▲３▼そこで、Ｈ2 ガスの濃度を下げて、ノズルからのガスの吹き付け速度を増加すれば、高い冷却能力は達成できるが、一定速度以上になると、通過する鋼帯にバタツキが発生し、鋼帯に傷が付き易い。なお、ここで吹き付け速度とは、鋼帯に吹き付けられる冷却ガスのノズルから吹き出るときの速度をいう。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、高価なＨ2 ガスの使用量を低減し経済性を向上させると共に、安全性も高め、かつ、最も効率的でしかも廉価な鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を提供することを目的とする。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
前記目的に沿う請求項１記載の鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法は、加熱工程、均熱工程、少なくとも後半に急冷処理工程を有する一次冷却工程、過時効処理工程、及び最終冷却工程を有し、多種の鋼種を同一の連続焼鈍設備で焼鈍する鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法であって、
前記急冷処理工程の開始温度を６００〜７００℃、終了温度を２００〜４５０℃とし、前記急冷処理工程に使用する冷却ガスを、多数のノズルが設けられ、該ノズル全体の開口面積が前面側面積の２〜４％になるように形成され、前記ノズルの先端から前記鋼帯の表面までの距離を７０ｍｍ以下とした吹き付けガス箱を使用して前記鋼帯に吹き付け、しかも、前記冷却ガスにＨ2ガスを含む不活性ガスを使用し、前記鋼帯の鋼種により必要な冷却速度に応じて、前記Ｈ2ガスの濃度を１〜５％及び３０〜６０％の２つの範囲間で切り替え、更に、前記Ｈ 2 ガスの濃度が３０〜６０％の領域にある場合、前記急冷処理工程における冷却速度ＣＲ（℃／秒）と板厚ｔ（ｍｍ）との関係が以下の式を満足し、かつ前記冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１００℃、その吹き付け速度を１１５〜１５０ｍ／秒としている。
ＣＲ・ｔ≧８０℃・ｍｍ／秒
【０００５】
請求項１記載の鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法においては、急冷処理工程に使用する冷却ガスに、Ｈ2ガスを含む不活性ガスを使用し、更に、Ｈ2ガス濃度可変手段を備えて鋼帯の鋼種に応じて、二つの濃度領域で変化させるようにしている。即ち、普通用鋼や、超深絞り用鋼等のようにそれほど急冷を要さない鋼種の場合にはＨ2ガスの濃度を１〜５％の領域とすると共に、絞り用鋼や、深絞り用鋼や、２相組織型高張力鋼のような鋼種の場合にはＨ2ガスの濃度を３０〜６０％の領域の間で変化させるようにしている。
この場合、鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法は、Ｈ2ガス濃度が１〜５％の領域にある場合は、冷却ガスの吹き付け温度を８０〜１５０℃、その吹き付け速度を８０〜１００ｍ／秒とし、一方、Ｈ2ガス濃度が３０〜６０％の領域にある場合は、前記冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１００℃、その吹き付け速度を１１５〜１５０ｍ／秒とするのが好ましい。なお、Ｈ2ガス濃度（％）の単位は、体積％とする。
【０００６】
【発明の実施の形態】
続いて、添付した図面を参照しつつ本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここに、図１は本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した薄板用連続焼鈍設備の説明図、図２は同連続焼鈍設備の炉部における鋼帯の通過時間と温度の関係を示すグラフ、図３は急冷処理を行う装置の斜視図、図４は冷却ガスのボックスと冷却ガスを吹き出すノズルの正面図、図５は図４のＩ−Ｉ線による断面図、図６は急冷処理の制御を行う制御装置のブロック図、図７は同制御装置によるＨ2 ガスの濃度の制御手順を示すフローチャート、図８はノズルの開口面積比率とブロワー動力比との関係を示すグラフ、図９は（ノズル口径／吹き付け距離）とブロワー動力比との関係を示すグラフ、図１０は冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度とバタツキを起こす限界速度との関係を示すグラフ、図１１、図１２はＨ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフ、図１３は急冷帯における鋼帯の通過時間と温度との関係を示すグラフ、図１４はＨ2 ガスの濃度と熱伝達係数との関係を示すグラフである。
【０００７】
本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した炉部（以下、連続焼鈍炉という）１０ａを具備する連続焼鈍設備１０が図１に示されている。図示するように、炉部１０ａは、加熱帯１１、均熱帯１２、一次冷却帯１３、過時効帯１４、及び二次冷却帯である最終冷却帯１５からなり、一次冷却帯１３は前半の徐冷帯１３ａと後半の急冷帯１３ｂとで構成されている。
前記連続焼鈍炉１０ａの入側には、材料コイルの巻き戻し機１６、先行及び後行鋼帯２６を接続する溶接機１７、電解清浄を行う前処理装置１８、及び入側ルーパー１９を備え、連続焼鈍炉１０ａの出側には、出側ルーパー２０、調質圧延機２１、コイルの耳切り、検査及び塗油等の処理を行う精整装置２２、製品コイル単位で鋼帯を切断する分割剪断機２３及び製品コイルの巻取り機２４を備えている。
【０００８】
前記一次冷却帯１３の後半部分の急冷帯１３ｂを構成する急冷装置１３ｃを図３に示すが、垂直方向に配列された複数対のスタビライジングロール２５によって支持されて垂直に走行する鋼帯２６を挟んで吹き付けガス箱２７、２８が設けられている。鋼帯２６の両面に配設された吹き付けガス箱２７、２８の片側には並列に接続された複数のダンパー２７ａ、２８ａ及び断面Ｙ字状の吹き込み分岐ダクト２９を介して吹き込み集合ダクト３０の上部流出口が連設されており、吹き込み集合ダクト３０の下部流入口はモータ３５によって駆動されるブロワー３４の吐出口に接続されている。吹き付けガス箱２７、２８の他方側には、吹き付けガス箱２７、２８によって鋼帯２６に吹き付けられた冷却ガスを回収する複数の吸引ダクト３１が設けられている。これらの吸引ダクト３１の流入口は吹き付けガス箱２７、２８の他方側に面しており、その流出口はそれぞれ吸引集合ダクト３１ａの上部に連結されている。一方、吸引集合ダクト３１ａの下端には水等を冷媒とする熱交換器３２が取付けられており、加熱された冷却ガスを冷却すると共に、冷却されたガスを下部ダクト３３を通じてブロワー３４に導くようにしている。なお、熱交換器３２にフロンやアンモニア等の冷媒を用いる冷凍機を付加し、冷却ガスを更に冷却することも可能である。
【０００９】
図３に示すように、吹き付けガス箱２８の内部には冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を測定するＨ2 センサ３６が配置されており、Ｈ2 センサ３６で測定したＨ2 ガスの濃度の値は制御部３７に転送される。また、Ｈ2 ガスタンク３８及びＮ2 ガスタンク３９が連続焼鈍炉１０ａの近傍に配置されている。Ｈ2 ガスタンク３８及びＮ2 ガスタンク３９はＨ2 ガス供給管４２及びＮ2 ガス供給管４３を介してＮ2 ガスとＨ2 ガスを混合するミキサー４３ａに接続されている。ミキサー４３ａは、更に、吹き込み集合ダクト３０に接続されている。Ｈ2 ガス供給管４２及びＮ2 ガス供給管４３には制御部３７と配線されたＨ2 ガス開閉バルブ４０及びＮ2 ガス開閉バルブ４１がそれぞれ装着されており、制御部３７からの駆動信号に基づいて制御される。なお、図３において、矢印は冷却ガスの流れを示す。図３では、Ｈ2 センサ３６が上方の吹き付けガス箱２８に配置されているが、上方及び下方の吹き付けガス箱２８にそれぞれＨ2 センサ３６を設置することも可能である。この場合、各Ｈ2 センサ３６で検出されたそれぞれの値の平均値を求め、それを基準にして全ての吹き付けガス箱２８内のＨ2 ガスの濃度を制御してもよいし、また各Ｈ2 センサ３６が検出した値により、それぞれ独立して各吹き付けガス箱２８内のＨ2 ガスの濃度を制御してもよい。
【００１０】
前記吹き付けガス箱２７（又は２８）を図４、図５に示すが、吹き付けガス箱２７の表面に短管からなる多数のノズル４４が設けられている。このノズル４４は円管状に突出する円孔ノズルからなり、吹き出し口の内径Ｄが、例えば９．２ｍｍとなって、吹き付けガス箱２７の前面に千鳥足状に配列されている。
また、ノズル４４全体の開口面積は、吹き付けガス箱２７の前面側面積の２〜４％になるように形成され、それぞれのノズル４４から冷却ガスが一定の風速で吹き出すようになっている。ノズル４４の開口面積比率と、ブロワー３４の動力との関係を図８に示すが、図に示すように開口面積比率が２〜４％程度が最も効率がよい。これは開口面積比率が４％を越えると同一風量に対して冷却ガスの風速が減少し、開口面積比率が２％を越えない範囲では同一風量では流速が高くなってノズル４４における圧力損失がより大きくなるからと判断される。
【００１１】
また、図５に示すように、ノズル４４の先端から鋼帯２６の表面までの距離、即ち、吹き付け距離ｄは７０ｍｍ以下となって、ノズル４４の突出長さＬが（１００ｍｍ−ｄ）以上になるように調整されている。これはノズル４４の先端から鋼帯２６までの距離ｄが大きくなると、鋼帯２６の表面に吹き付けられる冷却ガスの流速が減衰するからであり、ノズル４４の突出長さＬを（１００ｍｍ−ｄ）以上としたのは、ノズル４４の吹き出し口の背部に冷却ガスの逃げる部分を作ることによって、吹き付けられて熱せられた冷却ガスの鋼帯２６表面での滞留を減少し、冷却を効率的ならしめると共に、鋼帯２６の幅方向の冷却均一性をよくするためである。
【００１２】
各ノズル４４の吹き出し口の内径Ｄ（ノズル口径）について検討する。図９には〔ノズル口径Ｄ／吹き付け距離ｄ〕とブロワー３４の動力との関係を示しているが、〔ノズル口径Ｄ／吹き付け距離ｄ〕が小さい程ブロワー３４の動力が減少している。
また、ノズル４４から冷却ガスを吹き出して高冷却能力を実現するためには、ノズル４４を密に配置し冷却ガスの個々のジェット流のノズル軸芯付近の最も冷却能力の高い部分が鋼帯２６に密にかつ一様に分布される必要がある。従って、ノズル口径Ｄは小さい程有利になるが、ノズル口径Ｄを小さくすると、ノズル４４の個数が増加し設備及び保守のコストが高騰するという不利な面があるので、この両者を考慮すると吹き出し口のノズル口径Ｄはｄ／５以下であってしかも実用的に加工できる３ｍｍ以上とするのが好ましい。
【００１３】
次に、図１、図２を参照して連続焼鈍設備１０の動作の概要を説明し、本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法について説明する。巻き戻し機１６から巻き解かれた鋼帯２６は、溶接機１７によって先に送られた鋼帯２６に連結され、電解洗浄装置等を含む前処理装置１８に送られる。この後、入側ルーパー１９を通って連続焼鈍炉１０ａの加熱帯１１に供給されて再結晶温度以上に加熱され（以上、加熱工程Ａ）、次いで均熱帯１２に供給され、７００〜８５０℃の温度に一定時間保持される（以上、均熱工程Ｂ）。これらの工程Ａ、Ｂで鋼帯２６は再結晶し引き続いて粒成長が進行するので、軟質化すると同時に高い加工性を持つようになる。しかし、鋼帯２６に高温度の熱処理を施すと鋼帯２６中の炭化物が組織中に溶解し、鋼帯２６をそのまま冷却すると、固溶した炭素が多量に鋼帯２６中に存在するようになる。この固溶炭素は時間の経過と共に析出して鋼帯２６を硬化させると同時に、大きな降伏点伸びを発生させるので、固溶炭素の存在は好ましいものではない。
【００１４】
そこで、鋼帯２６中の固溶炭素量をできるだけ少なくするために、均熱処理後に過時効帯１４で固溶炭素が拡散可能で且つ炭素の固溶限の小さな温度域（４００℃前後）で一定時間保持する過時効処理が施される。これにより、固溶炭素がセメンタイト（Ｆｅ3 Ｃ）として析出し、鋼帯２６中の固溶炭素量は大きく減少する（以上、過時効処理工程Ｄ）。
この過時効処理を促進するために、鋼帯２６は均熱後Ａ1 変態点（７２３℃）以下のある温度ＴS まで徐冷帯１３ａで徐冷した後、急冷帯１３ｂで過時効温度まで急速冷却される。この急速冷却によって急冷終点（図２における温度ＴE ）では固溶炭素は、Ｆｅ−Ｃ系平衡状態図におけるその温度での炭素固溶限より過剰な炭素がフェライト地に固溶していて過飽和状態となり、過時効処理時のセメンタイトの析出が促進される。ここで、鋼帯２６は前述のように、均熱後、一次冷却の前半でＡ1 変態点以下のある温度ＴS まで冷却されるが、これはフェライト地の固溶炭素量を多くすると共に、操業上クーリングバックル等の形状不良を防ぐ目的を持つ。このような操業上の理由からＴS の上限は、７００℃とされる。
【００１５】
また、図２に示すように、ＴS は急冷開始温度であり、急冷終点である過時効温度に近づきすぎては意味がないので、下限は６００℃とされる。また、急冷終点温度ＴE の上限は過時効開始温度の上限で４５０℃とすべきである。そして、一次冷却の後半、急冷帯１３ｂで行う急速冷却工程の冷却速度は、前記過飽和状態を達成するために冶金学的に６０℃／秒以上、望ましくは８０℃／秒程度以上が必要とされる。即ち、前記冷却速度が６０℃／秒未満では製品である鋼帯２６中の固溶炭素量が多くなりすぎて硬化しプレス時の加工性が劣化する（以上、一次冷却工程Ｃ）。
そして、過時効処理を経た鋼帯２６は最終冷却帯１５で室温まで徐冷される（以上、最終冷却工程Ｅ）。
【００１６】
また、高張力鋼帯、特にフェライト地にマルテンサイトが混在する２相組織型高張力鋼帯を製造する場合には、焼鈍サイクルに工夫がなされており、加熱帯１１においてＡ1 変態点以上の温度まで加熱し（加熱工程Ａ′）、その温度で均熱し、フェライトとオーステナイトの二相状態とした上で（均熱工程Ｂ′）、徐冷帯１３ａで徐冷した後、急冷帯１３ｂで急冷開始温度ＴS より急冷する。そして、急冷終点温度ＴE ′は、マルテンサイト化変態温度ＭS （化学成分によって異なるが２５０℃程度）より下の温度でオーステナイトを効率よくマルテンサイトに変態させる。従って、ＴE ′の下限温度は２００℃としている。
【００１７】
この急冷処理工程での冷却速度が不足すると、連続冷却変態曲線におけるフェライト、パーライト等への変態開始のノーズ（Ｎｏｓｅ）に引っ掛かって、オーステナイトの一部はそれらの相に変態してしまい、マルテンサイト化変態の効率が悪くなる。このことから冶金学的には急速冷却工程には６０℃／秒の冷却速度が必要であり、合金成分を一層節約しようとする場合には、１００℃／秒以上が望ましい。この様子を図２に一点鎖線で示すが、一次冷却工程Ｃ′の部分で約２００℃まで急速冷却され、その後過時効帯１４で低温保定工程Ｄ′に移行した後、最終冷却工程Ｅ′に移っている。
【００１８】
実際の操業においては、多種な鋼を同一の連続焼鈍設備１０で焼鈍する必要が生じ、焼鈍される鋼種としては、軟鋼の中の普通用鋼（低炭素鋼）、絞り用鋼（低炭素鋼）、深絞り用鋼（低炭素鋼）、及び、超深絞り用鋼（極低炭素用鋼）、又、２相組織型高張力鋼（高Ｍｎ鋼）等が挙げられる。その際、急冷処理工程における冷却条件はこれらの鋼種毎に変更できることが好ましく、望ましい冷却条件を表１に示す。
【００１９】
【表１】
【００２０】
表１に示すように、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼は、冷却速度を高くし冷却ガスのＨ2 ガスの濃度を３０〜６０％とすることが好ましい。この根拠は後で説明する。
普通用鋼及び超深絞り用鋼は冷却速度を比較的低くすることが可能で、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度も１〜５％と抑えることができる。Ｈ2 ガスの濃度が５％を越えるにつれ、必要とされる冷却速度を越える傾向となり、高価なＨ2 を使用する理由を失うと共に、Ｈ2 ガスの爆発限界である６％を越えることとなり好ましくない。
しかしながら、冷却速度が遅い分、急速冷却工程におけるパスの長さを長くするか、又は、鋼帯２６の搬送速度を遅くして冷却終点温度を確保する必要がある。高い冷却速度を必要としない理由は、普通用鋼は固溶炭素の経時析出による硬化や降伏点伸びの増加等がその用途を考慮してあまり問題視されないからであり、また、超深絞り用鋼は炭素含有量が極めて少ない上に特殊処理してあるため固溶炭素がほとんど存在せず過時効処理工程が必要ないからである。
【００２１】
鋼種を変更する場合は、溶接機１７によって異なる鋼種を溶接し、連続して焼鈍を行うが、一次冷却工程Ｃの急冷処理工程においては、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を変更し、冷却速度を制御する。なお、吹き出しガス組成の変更には時間を要するので、表１の低い冷却速度で十分な鋼種と高い冷却速度を必要とする鋼種をそれぞれロット編成し、それらのロット間の移り変わりの時に、Ｈ2 ガスの濃度を切り替える方法が生産効率上好ましい。
Ｈ2 ガス濃度可変手段Ｆは、前述したＨ2 センサ３６と、制御部３７と、Ｈ2 ガスタンク３８と、Ｎ2 ガスタンク３９と、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０と、Ｎ2 ガス開閉バルブ４１と、Ｈ2 ガス供給管４２と、Ｎ2 ガス供給管４３と、ミキサー４３ａとからなる。
【００２２】
以下にＨ2 ガス濃度可変手段Ｆを用いた、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度の変更手順について、図３、図６、及び、図７を用いて説明する。
まず、各鋼種の目標とする冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度Ｃset をキーボード４９から制御部３７に入力し、制御部３７内のＲＡＭ４７に格納する（ステップＳ１）。なお、Ｈ2 ガスの濃度は１〜５％及び３０〜６０％の範囲間で切り替える他、０を越え６０％以下の範囲で変化させることもできる。Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越えるにつれ、後述するように鋼帯２６の冷却能に変化がなくただ高価なＨ2 ガスの量が増加するだけなので好ましくない。
次に、新たに焼鈍する鋼種を選定し、キーボード４９から制御部３７に入力し、ＲＡＭ４７に格納する（ステップＳ２）。Ｈ2 センサ３６は吹き付けガス箱２８内の冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を常時測定し、そのＨ2 ガスの濃度の値Ｃmes を制御部３７に転送し、入出力インターフェイス４５を介して計算機ＣＰＵ４６に取り込む（ステップＳ３）。ＣＰＵ４６においては、Ｈ2 センサ３６で測定されたＨ2 ガスの濃度の値Ｃmes から設定されたＨ2 ガスの濃度の値Ｃset を引き、その値を許容範囲である所定値δと比較し、その差分が所定値δより大きいかどうかを判定する（ステップＳ４）。
【００２３】
ステップＳ４がＹＥＳである場合は、Ｈ2 ガスの濃度を低下させる必要があるので、Ｎ2 ガス開閉バルブ４１を開き、ミキサー４３ａに供給されるＮ2 ガス量を増加させ、吹き付けガス中のＮ2 量の割合を増大させる。この場合、Ｈ2 ガスの濃度を急速に低減させるため一時的にＨ2 ガス開閉バルブ４０を閉じてもよい。Ｎ2 ガス開閉バルブ４１を開いた後にステップＳ３を再度実行し冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を改めて測定する（ステップＳ５）。
ステップＳ４がＮＯである場合は、Ｈ2 ガスの濃度が設定値より低いかどうかを判定するため、再度Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分を、許容範囲である所定値δと比較する（ステップＳ６）。
【００２４】
ステップＳ６がＹＥＳである場合、即ち、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分が所定値δより大きく、かつ、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset が測定値Ｃmes より大きい場合には、ステップＳ７を実行する。
ステップＳ７においては、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０を開くことにより、Ｈ2 ガスをＨ2 ガスタンク３８からＨ2 ガス供給管４２やミキサー４３ａを経由して吹き込み集合ダクト３０に供給する。その後、ステップＳ３を再度実行しＨ2 ガスの濃度をモニターする。
ステップＳ６がＮＯの場合、つまり、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分が所定値δの範囲内に収まっている場合は、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０とＮ2 ガス開閉バルブ４１はどちらも変化させずに、ステップＳ３を実行し冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を再度測定する。これらの制御手順はＲＯＭ４８内にプログラムとして格納され、必要に応じて順次ＣＰＵ４６に取り込まれる。
【００２５】
次に、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼の急冷処理条件について考察する。連続焼鈍炉１０ａの急冷帯１３ｂの冷却能力は、冷却速度をＣＲ（℃／秒）、鋼帯２６の厚みをｔ（ｍｍ）とし、連続焼鈍炉１０ａで焼鈍する鋼帯２６の板厚が通常１ｍｍ程度であることを考慮すると、（１）式が成立することが必要になる。
ＣＲ・ｔ≧６０℃・ｍｍ／秒 ・・・・（１）
一方、伝熱理論によって熱伝達係数α（ｋｃａｌ／ｍ2 ｈ℃）は次の（２）式であることが知られている。
ＣＲ＝ｋ・α／ｔ （ここで、ｋは定数） ・・・・（２）
この（２）式を変形すると次の（３）式のようになる。
ＣＲ・ｔ＝ｋ・α ・・・・（３）
これを前記した（１）式に代入すると（４）式のようになる。
ｋ・α ≧ ６０ ℃・ｍｍ／秒 ・・・・（４）
【００２６】
ここで、急冷帯１３ｂを図３に示すような急冷装置１３ｃに特定した場合には、定数ｋの値が決まり、この値を（４）式に代入すると、前記（１）式の条件を満たす熱伝達係数αの値は（５）式のようになる。
α ≧ ４１０ ｋｃａｌ／ｍ2 ｈ℃ ・・・・（５）
前記急冷処理工程に前述のように気水冷却を使用すると、（５）式を満足する冷却は可能であるが、鋼帯２６の表面に薄い酸化膜が形成され、焼鈍後の後処理で軽酸洗、酸洗リンス、化成性向上のための特殊処理、最終リンスの工程が必要となるので設備コストが増加するという欠点がある。そこで、不活性ガスのジェット流を鋼帯２６に吹き付けて急冷することとした。特に、Ｈ2 ガスは冷却能が高いため、Ｈ2 ガスとＮ2 ガスとの混合ガスを冷却ガスとして使用することとした。
【００２７】
ところで、急冷帯１３ｂの冷却能を示す前記した熱伝達係数αは、本発明者がパイロットラインテストにより得た実験式によれば、冷却ガスのノズル４４からの吹き付け速度Ｖ及び冷却ガスの種類との関数であって次の（６）式のように表せる。
α＝Ｋ・λa ・Ｖb （ここで、ａ＞０、ｂ＞０） ・・・・（６）
λ：ガスの種類によって変わる定数、Ｖ：吹き付け速度、
Ｋ，ａ，ｂ：定数
（６）式から、冷却ガスの吹き付け速度Ｖを速くすれば熱伝達係数αは大きくなるので、比較的コストのかかる１００％Ｈ2 ガスを使用しなくても、冷却ガスの吹き付け速度を大きくすることによって、冷却能力の向上を図ることができることが分かる。ところが、冷却ガスの吹き付け速度を一定以上に増大すると、ブロワー運転のための電力費用が急激に増大すると共に、冷却する鋼帯２６にバタツキを生じさせ、更に単位体積当たりの重量の大きいＮ2 ガスの割合が増加するとこの傾向が著しくなる。これは、鋼帯２６にバタツキを発生させる力は、吹き付けガスの運動エネルギーに最も強く影響される（比例する）と考えられ、吹き付けガスの運動エネルギーＥは以下の式（７）のように表されるからである。
【００２８】
Ｅ＝ γ／２ｇ×ｖ2 （ここで、γはガスの比重、ｇは重力の加速度、ｖはガスの流速） ・・・・（７）
鋼帯２６にバタツキが発生すると、鋼帯２６が冷却ガスのノズル４４の先端等に当たって鋼帯２６に掻き疵が発生する等の問題がある。そこで、図３に示すような急冷装置１３ｃを用いて、冷却ガス温度を一定（１００℃）にし、Ｈ2 ガスの濃度を変えた冷却ガスを鋼帯２６に吹き付け、バタツキを起こす限界吹き付け速度を検討した結果を図１０に示す。なお、このバタツキを起こす限界は、鋼帯２６の板厚ｔ及び張力によって多少変化する。また、図３に示すスタビライジングロール２５の間隔を短くすることによって緩和されるので、冷却ガスの吹き付け速度を大きくすることもできる。
【００２９】
また、前記（６）式の条件を左右するものに、冷却ガスの温度がある。図３に示す急冷装置１３ｃでは、鋼帯２６の冷却に使用した冷却ガスは、吸引ダクト３１から吸引されて熱交換器３２によって熱交換されている。この熱交換器３２の冷媒には安価な水を使用しているので、熱交換器３２を通過した冷却ガスの温度は８０〜１５０℃となるが、効率的な熱交換を行って８０〜１００℃程度とするのが経済的にもより好ましい。また、前記熱交換器３２にフロンやアンモニア等を冷媒とする冷凍機を付加して冷却ガスの温度を３０〜８０℃とすることも可能であり、これによって更に効率的な鋼帯２６の冷却を行うことができる。
【００３０】
普通用鋼や超深絞り用鋼を急冷処理する場合は、冷却速度をそれほど大きくせずに、Ｈ2 ガス濃度が１〜５％の領域に設定されるが、冷却ガスの温度は８０〜１５０℃の範囲が好適に用いられる。冷却ガスの温度が８０℃を下まわるにつれ、前述したように、冷凍機を設置せねばならず急冷装置１３ｃの構造が複雑となりメンテナンスに手間がかかると共に、電力消費量の増大によりランニングコストも高くなり好ましくない。この際、冷却速度の条件はそれほど厳しくないので、冷却ガスの温度が８０℃以上でも品質に悪影響を与えることは少ない。また、冷却ガスの温度が１５０℃を越えるにつれ、冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。
【００３１】
一方、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼を急冷処理する場合は、冷却速度は高くして、Ｈ2 ガス濃度が３０〜６０％の領域に設定され、冷却ガスの温度を３０〜１５０℃の範囲とすることが好ましい。冷却ガスの温度が３０℃未満になるにつれ、前述したように、循環して使用される冷却ガスを３０℃以下とする熱交換器３２の拡張や冷凍機の設置が別途必要であり現実的でない。冷却ガスの吹き付け温度が１５０℃を越えるにつれ、普通用鋼や超深絞り用鋼を急冷処理する場合と同様に、冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。
【００３２】
次に、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を低くするとＮ2 ガスの濃度が増加し、Ｎ2 ガスは安価であるので、使用する冷却ガスの値段は安価になる。ところが、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を小さくすると、Ｎ2 ガスの濃度が大きくなって、冷却ガスの単位体積当たりの重量が大きくなりブロワー３４等の電力費が嵩む。また、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を増加すると熱伝達係数αは増加することになる。前記（１）式を満たす条件で、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を変えた場合の冷却ガスのランニングコストについて調べた実験例１及び実験例２の結果を、図１１、図１２にそれぞれ示す。そして、冷却ガス中のＨ2 ガスの量が減少すると熱伝達係数が小さくなるので、その分は冷却ガスのノズル４４からの吹き付け速度で補なっている。
【００３３】
図１１には厚みが０．７９８ｍｍで幅が１３００ｍｍの鋼帯を２７０ｍ／分で搬送して、鋼帯温度を６７５℃から４１０℃に急冷させた場合の鋼帯１トン当たりの冷却ガスのランニングコスト指数を示す。
そして、図１２には厚みが０．６３３ｍｍ、幅が１３００ｍｍの鋼帯を２６０ｍ／分で搬送して、鋼帯温度を６７０℃から２７０℃に急冷した場合の鋼帯１トン当たりの冷却ガスのランニングコスト指数を示す。図１１、図１２において、破線は冷却ガス費用を、一点鎖線は電力費用を、実線はこれらを加えた場合の総合費用である。
図１１においては、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度が約４５％の場合が、図１２においては約５５％の場合が最もランニングコストが下がる。
【００３４】
次に、ノズルの形状及び配置、冷却ガスの速度等の冷却条件を一定にした場合の熱伝達係数αは、図１３に示すように急冷処理を行う実際の操業試験のデータから次の（８）、（９）式によって計算した。
α＝Ａ・ｔ・（ｉ1 −ｉ2 ）／（ΔＴ・θ） ・・・・（８）
ΔＴ＝（Ｔ1 −Ｔ2 ）／ｌｎ（Ｔ1 −Ｔg ）／（Ｔ2 −Ｔg ） ・（９）
ここで、Ｔ1 ：鋼帯の入口側の温度、Ｔ2 ：鋼帯の出口側の温度、ｉ1 ：入口側の鋼帯のエンタルピー、ｉ2 ：出口側の鋼帯のエンタルピー、θ：鋼帯の通過時間、Ａ：定数、ｔ：鋼帯の厚み、Ｔg ：冷却ガスの温度を示す。
冷却ガスの吹き付け速度Ｖを１３０ｍ／秒、及び１００ｍ／秒にして、Ｈ2 ガスの濃度を種々変化させた場合のデータから計算した熱伝達係数αを図１４に示す。Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越えると、熱伝達係数αが飽和していることが分かる。従って、Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越える冷却ガスを使用しても、大きな冷却効果がないことになる。
また、冶金学的条件から導き出された前記（５）式の条件を図１４に適用すると、冷却ガスの吹き付け速度Ｖが１００ｍ／秒以上であり、且つ、Ｈ2 ガスの濃度が３０％以上であることが必要となる。
【００３５】
図１０〜図１４の結果から、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼を急冷処理する場合は、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度は３０〜６０％を使用するのが、経済的に前記（１）式の条件を得る冷却能力を与えることが分かる。この場合においては、鋼帯２６にバタツキを生じさせない冷却ガスの最大速度は図１０から１１５〜１５０ｍ／秒であることが分かるが、以上の他の冷却条件を満足して前記（５）式を満足する冷却ガスの吹き付け速度の下限は１００ｍ／秒となり、これ未満の場合には、前記（５）式を満足する冷却能力を与えることができない。
【００３６】
なお、実験によれば、冷却ガスの速度が１００ｍ／秒未満の場合には、鋼帯２６の表面に付着して流動しない不動層（境界層ともいう）が形成され易くなり熱伝達係数が小さくなる。普通用鋼（低炭素鋼）及び超深絞り用鋼（極低炭素鋼）の場合は、冷却ガスの吹き付け速度が８０〜１００ｍ／秒の範囲なので、或る程度の不動層が形成され冷却速度が低下するが、前述した様に急速冷却の必要性が少なく、この範囲でも操業が可能である。冷却ガスの吹き付け速度が８０ｍ／秒未満になると冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。冷却ガスの吹き付け速度が１００ｍ／秒を越える場合は、必要以上の冷却速度となりブロワー３４の電力消費が必要以上に増加し好ましくない。
【００３７】
前記実施の形態においては、本発明の理解を容易にするために、具体的数字に基づいて説明したが、本発明の要旨を変更しない程度の変更は当然可能であり、この場合にも本発明は適用される。
【００３８】
【発明の効果】
本発明に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法においては、加熱工程、均熱工程、少なくとも後半に急冷処理工程を有する一次冷却工程、過時効処理工程、及び最終冷却工程を有する鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法であって、急冷処理工程に使用する冷却ガスに、Ｈ2 ガスを含む不活性ガスを使用し、更に、急冷処理工程において鋼帯の鋼種により必要な冷却速度に応じてＨ2 ガスの濃度を１〜５％及び３０〜６０％の２つの範囲間で切り替える。それにより、異なった材質の鋼をそれぞれの品質を満足する冷却条件で急冷処理でき、高価なＨ2 ガスの使用量を低減でき経済性に優れると共に、不必要なＨ2 ガスを使用しないので、Ｈ2 ガスによる爆発等の危険性が低減し、安全性や作業性が向上する。また、同一の薄板用連続焼鈍設備を用いて多種の鋼種を焼鈍できるので、作業範囲が拡がり、多様な操業が可能となり、操業上のフレキシビリティが向上する。
なお、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を０を越え６０％以下の範囲で変化させた場合には、Ｈ2 ガスの使用量を節約しつつ、それぞれの鋼種に適した冷却速度を得ることができる。
また、冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１５０℃、その吹き付け速度を８０〜１５０ｍ／秒とした場合には、鋼種により求められる冷却速度に応じてＨ2 ガス濃度に加え、冷却ガスの温度、吹き付け速度を適切に選ぶことによって、冷却能力と経済性の双方を満足する最適な冷却条件を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した薄板用連続焼鈍設備の説明図である。
【図２】同連続焼鈍設備の炉部における鋼帯の通過時間と温度の関係を示すグラフである。
【図３】急冷処理を行う装置の斜視図である。
【図４】冷却ガスのボックスと冷却ガスを吹き出すノズルの正面図である。
【図５】図４のＩ−Ｉ線による断面図である。
【図６】急冷処理の制御を行う制御装置のブロック図である。
【図７】同制御装置によるＨ2 ガスの濃度の制御手順を示すフローチャートである。
【図８】ノズルの開口面積比率とブロワー動力比との関係を示すグラフである。
【図９】ノズル口径／吹き付け距離とブロワー動力比との関係を示すグラフである。
【図１０】冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度とバタツキを起こす限界速度との関係を示すグラフである。
【図１１】Ｈ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフである。
【図１２】Ｈ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフである。
【図１３】急冷帯における鋼帯の通過時間と温度との関係を示すグラフである。
【図１４】Ｈ2 ガスの濃度と熱伝達係数との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１０ 連続焼鈍設備 １０ａ 炉部
１１ 加熱帯 １２ 均熱帯
１３ 一次冷却帯 １３ａ 徐冷帯
１３ｂ 急冷帯 １３ｃ 急冷装置
１４ 過時効帯 １５ 最終冷却帯
１６ 巻き戻し機 １７ 溶接機
１８ 前処理装置 １９ 入側ルーパー
２０ 出側ルーパー ２１ 調質圧延機
２２ 精整装置 ２３ 分割剪断機
２４ 巻取り機 ２５ スタビライジングロール
２６ 鋼帯 ２７ 吹き付けガス箱
２７ａ ダンパー ２８ 吹き付けガス箱
２８ａ ダンパー ２９ 吹き込み分岐ダクト
３０ 吹き込み集合ダクト ３１ 吸引ダクト
３１ａ 吸引集合ダクト ３２ 熱交換機
３３ 下部ダクト ３４ ブロワー
３５ モータ ３６ Ｈ2 センサー
３７ 制御部 ３８ Ｈ2 ガスタンク
３９ Ｎ2 ガスタンク ４０ Ｈ2 ガス開閉バルブ
４１ Ｎ2 ガス開閉バルブ ４２ Ｈ2 ガス供給管
４３ Ｎ2 ガス供給管 ４３ａ ミキサー
４４ ノズル ４５ 入出力インターフェイス
４６ ＣＰＵ ４７ ＲＡＭ
４８ ＲＯＭ ４９ キーボード
【発明の属する技術分野】
本発明は、鋼帯の連続焼鈍における過時効処理前の急冷処理を含む一次冷却方法において、冷却ガスにＨ2 ガスを含む不活性ガスを混合して急速冷却する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
冷間圧延後の鋼帯は硬過ぎて加工性が殆どないので、そのままではプレス成形ができず実用に供されない。鋼帯の加工性を向上させるには、鋼帯の結晶粒度を十分に大きくすること、及び鋼帯に含まれる固溶炭素をできるだけ少なくすることが必要である。
そこで、加熱工程と、均熱工程と、１次冷却工程と、過時効工程及び最終冷却工程からなる連続焼鈍処理が行われている。即ち、連続焼鈍処理は、冷間圧延後の鋼帯を再結晶温度以上に加熱し、７００〜８５０℃の均熱温度にて一定時間保持して結晶粒を成長させると共に、その際溶解した炭素を無害化するべく、一次冷却の前半でフェライト地の固溶炭素量を多くし、更には操業上クーリングバックル等の形状不良を防ぐために一定温度（６００〜７００℃）までの徐冷を行って、一次冷却の後半で過時効温度（約４００℃）まで急冷している。そして、この温度で一定時間保持し固溶炭素をセメンタイトとして析出させて固溶炭素を減少させた後、最終冷却することによって行われる。
前記一次冷却の後半の急冷処理において気水冷却を使用し水を用いて冷却すると、鋼帯表面に酸化膜が生成し、連続焼鈍直後に酸洗等を行う後処理が必要であるので、不活性ガスを鋼帯に吹き付けて冷却する方法において、冷却能の大きいＨ2 ガスを多量に含み基材ガスがＮ2 である冷却ガスを用いる冷却方法が、例えば特公昭５５−１９６９号公報や特開平６−３４６１５６号公報において提案されている。
前記特公昭５５−１９６９号公報においては、Ｈ2 ガスの濃度が５０％以上の範囲で調整することが記載され、特開平６−３４６１５６号公報においては、７０〜９０％の範囲でＨ2 ガス濃度を調整することが記載されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、前記公報記載の技術においては、以下のような点については十分な解明がなされていないことが判明した。
▲１▼Ｈ2 ガスの濃度が上がれば確かに冷却能力が上がるが、コスト高になる。また、Ｈ2 ガスの濃度がその爆発限界である６％を越えて増加した不活性ガスを使用することは、爆発の危険性が高まり安全性に問題が生じる。
▲２▼同一の薄板用連続焼鈍設備で異なった鋼種、例えば、軟鋼の中の普通用鋼（低炭素鋼）、絞り用鋼（低炭素鋼）、及び、深絞り用鋼（低炭素鋼）、超深絞り用鋼（極低炭素鋼）、また、２相組織型高張力鋼（高Ｍｎ鋼）等を焼鈍する場合、それほど急冷を要さない普通用鋼や超深絞り用鋼においても、他の急冷を要する絞り用鋼や深絞り用鋼と同一のＨ2 ガスの濃度で急冷することは、必要以上に経費がかかり経済性に劣るという問題を有する。特に、昨今では多種多様な鋼種を連続して焼鈍する頻度が増加し、各鋼種に適した冷却ガスを用いることが強く希求されている。
▲３▼そこで、Ｈ2 ガスの濃度を下げて、ノズルからのガスの吹き付け速度を増加すれば、高い冷却能力は達成できるが、一定速度以上になると、通過する鋼帯にバタツキが発生し、鋼帯に傷が付き易い。なお、ここで吹き付け速度とは、鋼帯に吹き付けられる冷却ガスのノズルから吹き出るときの速度をいう。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、高価なＨ2 ガスの使用量を低減し経済性を向上させると共に、安全性も高め、かつ、最も効率的でしかも廉価な鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を提供することを目的とする。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
前記目的に沿う請求項１記載の鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法は、加熱工程、均熱工程、少なくとも後半に急冷処理工程を有する一次冷却工程、過時効処理工程、及び最終冷却工程を有し、多種の鋼種を同一の連続焼鈍設備で焼鈍する鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法であって、
前記急冷処理工程の開始温度を６００〜７００℃、終了温度を２００〜４５０℃とし、前記急冷処理工程に使用する冷却ガスを、多数のノズルが設けられ、該ノズル全体の開口面積が前面側面積の２〜４％になるように形成され、前記ノズルの先端から前記鋼帯の表面までの距離を７０ｍｍ以下とした吹き付けガス箱を使用して前記鋼帯に吹き付け、しかも、前記冷却ガスにＨ2ガスを含む不活性ガスを使用し、前記鋼帯の鋼種により必要な冷却速度に応じて、前記Ｈ2ガスの濃度を１〜５％及び３０〜６０％の２つの範囲間で切り替え、更に、前記Ｈ 2 ガスの濃度が３０〜６０％の領域にある場合、前記急冷処理工程における冷却速度ＣＲ（℃／秒）と板厚ｔ（ｍｍ）との関係が以下の式を満足し、かつ前記冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１００℃、その吹き付け速度を１１５〜１５０ｍ／秒としている。
ＣＲ・ｔ≧８０℃・ｍｍ／秒
【０００５】
請求項１記載の鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法においては、急冷処理工程に使用する冷却ガスに、Ｈ2ガスを含む不活性ガスを使用し、更に、Ｈ2ガス濃度可変手段を備えて鋼帯の鋼種に応じて、二つの濃度領域で変化させるようにしている。即ち、普通用鋼や、超深絞り用鋼等のようにそれほど急冷を要さない鋼種の場合にはＨ2ガスの濃度を１〜５％の領域とすると共に、絞り用鋼や、深絞り用鋼や、２相組織型高張力鋼のような鋼種の場合にはＨ2ガスの濃度を３０〜６０％の領域の間で変化させるようにしている。
この場合、鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法は、Ｈ2ガス濃度が１〜５％の領域にある場合は、冷却ガスの吹き付け温度を８０〜１５０℃、その吹き付け速度を８０〜１００ｍ／秒とし、一方、Ｈ2ガス濃度が３０〜６０％の領域にある場合は、前記冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１００℃、その吹き付け速度を１１５〜１５０ｍ／秒とするのが好ましい。なお、Ｈ2ガス濃度（％）の単位は、体積％とする。
【０００６】
【発明の実施の形態】
続いて、添付した図面を参照しつつ本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここに、図１は本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した薄板用連続焼鈍設備の説明図、図２は同連続焼鈍設備の炉部における鋼帯の通過時間と温度の関係を示すグラフ、図３は急冷処理を行う装置の斜視図、図４は冷却ガスのボックスと冷却ガスを吹き出すノズルの正面図、図５は図４のＩ−Ｉ線による断面図、図６は急冷処理の制御を行う制御装置のブロック図、図７は同制御装置によるＨ2 ガスの濃度の制御手順を示すフローチャート、図８はノズルの開口面積比率とブロワー動力比との関係を示すグラフ、図９は（ノズル口径／吹き付け距離）とブロワー動力比との関係を示すグラフ、図１０は冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度とバタツキを起こす限界速度との関係を示すグラフ、図１１、図１２はＨ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフ、図１３は急冷帯における鋼帯の通過時間と温度との関係を示すグラフ、図１４はＨ2 ガスの濃度と熱伝達係数との関係を示すグラフである。
【０００７】
本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した炉部（以下、連続焼鈍炉という）１０ａを具備する連続焼鈍設備１０が図１に示されている。図示するように、炉部１０ａは、加熱帯１１、均熱帯１２、一次冷却帯１３、過時効帯１４、及び二次冷却帯である最終冷却帯１５からなり、一次冷却帯１３は前半の徐冷帯１３ａと後半の急冷帯１３ｂとで構成されている。
前記連続焼鈍炉１０ａの入側には、材料コイルの巻き戻し機１６、先行及び後行鋼帯２６を接続する溶接機１７、電解清浄を行う前処理装置１８、及び入側ルーパー１９を備え、連続焼鈍炉１０ａの出側には、出側ルーパー２０、調質圧延機２１、コイルの耳切り、検査及び塗油等の処理を行う精整装置２２、製品コイル単位で鋼帯を切断する分割剪断機２３及び製品コイルの巻取り機２４を備えている。
【０００８】
前記一次冷却帯１３の後半部分の急冷帯１３ｂを構成する急冷装置１３ｃを図３に示すが、垂直方向に配列された複数対のスタビライジングロール２５によって支持されて垂直に走行する鋼帯２６を挟んで吹き付けガス箱２７、２８が設けられている。鋼帯２６の両面に配設された吹き付けガス箱２７、２８の片側には並列に接続された複数のダンパー２７ａ、２８ａ及び断面Ｙ字状の吹き込み分岐ダクト２９を介して吹き込み集合ダクト３０の上部流出口が連設されており、吹き込み集合ダクト３０の下部流入口はモータ３５によって駆動されるブロワー３４の吐出口に接続されている。吹き付けガス箱２７、２８の他方側には、吹き付けガス箱２７、２８によって鋼帯２６に吹き付けられた冷却ガスを回収する複数の吸引ダクト３１が設けられている。これらの吸引ダクト３１の流入口は吹き付けガス箱２７、２８の他方側に面しており、その流出口はそれぞれ吸引集合ダクト３１ａの上部に連結されている。一方、吸引集合ダクト３１ａの下端には水等を冷媒とする熱交換器３２が取付けられており、加熱された冷却ガスを冷却すると共に、冷却されたガスを下部ダクト３３を通じてブロワー３４に導くようにしている。なお、熱交換器３２にフロンやアンモニア等の冷媒を用いる冷凍機を付加し、冷却ガスを更に冷却することも可能である。
【０００９】
図３に示すように、吹き付けガス箱２８の内部には冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を測定するＨ2 センサ３６が配置されており、Ｈ2 センサ３６で測定したＨ2 ガスの濃度の値は制御部３７に転送される。また、Ｈ2 ガスタンク３８及びＮ2 ガスタンク３９が連続焼鈍炉１０ａの近傍に配置されている。Ｈ2 ガスタンク３８及びＮ2 ガスタンク３９はＨ2 ガス供給管４２及びＮ2 ガス供給管４３を介してＮ2 ガスとＨ2 ガスを混合するミキサー４３ａに接続されている。ミキサー４３ａは、更に、吹き込み集合ダクト３０に接続されている。Ｈ2 ガス供給管４２及びＮ2 ガス供給管４３には制御部３７と配線されたＨ2 ガス開閉バルブ４０及びＮ2 ガス開閉バルブ４１がそれぞれ装着されており、制御部３７からの駆動信号に基づいて制御される。なお、図３において、矢印は冷却ガスの流れを示す。図３では、Ｈ2 センサ３６が上方の吹き付けガス箱２８に配置されているが、上方及び下方の吹き付けガス箱２８にそれぞれＨ2 センサ３６を設置することも可能である。この場合、各Ｈ2 センサ３６で検出されたそれぞれの値の平均値を求め、それを基準にして全ての吹き付けガス箱２８内のＨ2 ガスの濃度を制御してもよいし、また各Ｈ2 センサ３６が検出した値により、それぞれ独立して各吹き付けガス箱２８内のＨ2 ガスの濃度を制御してもよい。
【００１０】
前記吹き付けガス箱２７（又は２８）を図４、図５に示すが、吹き付けガス箱２７の表面に短管からなる多数のノズル４４が設けられている。このノズル４４は円管状に突出する円孔ノズルからなり、吹き出し口の内径Ｄが、例えば９．２ｍｍとなって、吹き付けガス箱２７の前面に千鳥足状に配列されている。
また、ノズル４４全体の開口面積は、吹き付けガス箱２７の前面側面積の２〜４％になるように形成され、それぞれのノズル４４から冷却ガスが一定の風速で吹き出すようになっている。ノズル４４の開口面積比率と、ブロワー３４の動力との関係を図８に示すが、図に示すように開口面積比率が２〜４％程度が最も効率がよい。これは開口面積比率が４％を越えると同一風量に対して冷却ガスの風速が減少し、開口面積比率が２％を越えない範囲では同一風量では流速が高くなってノズル４４における圧力損失がより大きくなるからと判断される。
【００１１】
また、図５に示すように、ノズル４４の先端から鋼帯２６の表面までの距離、即ち、吹き付け距離ｄは７０ｍｍ以下となって、ノズル４４の突出長さＬが（１００ｍｍ−ｄ）以上になるように調整されている。これはノズル４４の先端から鋼帯２６までの距離ｄが大きくなると、鋼帯２６の表面に吹き付けられる冷却ガスの流速が減衰するからであり、ノズル４４の突出長さＬを（１００ｍｍ−ｄ）以上としたのは、ノズル４４の吹き出し口の背部に冷却ガスの逃げる部分を作ることによって、吹き付けられて熱せられた冷却ガスの鋼帯２６表面での滞留を減少し、冷却を効率的ならしめると共に、鋼帯２６の幅方向の冷却均一性をよくするためである。
【００１２】
各ノズル４４の吹き出し口の内径Ｄ（ノズル口径）について検討する。図９には〔ノズル口径Ｄ／吹き付け距離ｄ〕とブロワー３４の動力との関係を示しているが、〔ノズル口径Ｄ／吹き付け距離ｄ〕が小さい程ブロワー３４の動力が減少している。
また、ノズル４４から冷却ガスを吹き出して高冷却能力を実現するためには、ノズル４４を密に配置し冷却ガスの個々のジェット流のノズル軸芯付近の最も冷却能力の高い部分が鋼帯２６に密にかつ一様に分布される必要がある。従って、ノズル口径Ｄは小さい程有利になるが、ノズル口径Ｄを小さくすると、ノズル４４の個数が増加し設備及び保守のコストが高騰するという不利な面があるので、この両者を考慮すると吹き出し口のノズル口径Ｄはｄ／５以下であってしかも実用的に加工できる３ｍｍ以上とするのが好ましい。
【００１３】
次に、図１、図２を参照して連続焼鈍設備１０の動作の概要を説明し、本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法について説明する。巻き戻し機１６から巻き解かれた鋼帯２６は、溶接機１７によって先に送られた鋼帯２６に連結され、電解洗浄装置等を含む前処理装置１８に送られる。この後、入側ルーパー１９を通って連続焼鈍炉１０ａの加熱帯１１に供給されて再結晶温度以上に加熱され（以上、加熱工程Ａ）、次いで均熱帯１２に供給され、７００〜８５０℃の温度に一定時間保持される（以上、均熱工程Ｂ）。これらの工程Ａ、Ｂで鋼帯２６は再結晶し引き続いて粒成長が進行するので、軟質化すると同時に高い加工性を持つようになる。しかし、鋼帯２６に高温度の熱処理を施すと鋼帯２６中の炭化物が組織中に溶解し、鋼帯２６をそのまま冷却すると、固溶した炭素が多量に鋼帯２６中に存在するようになる。この固溶炭素は時間の経過と共に析出して鋼帯２６を硬化させると同時に、大きな降伏点伸びを発生させるので、固溶炭素の存在は好ましいものではない。
【００１４】
そこで、鋼帯２６中の固溶炭素量をできるだけ少なくするために、均熱処理後に過時効帯１４で固溶炭素が拡散可能で且つ炭素の固溶限の小さな温度域（４００℃前後）で一定時間保持する過時効処理が施される。これにより、固溶炭素がセメンタイト（Ｆｅ3 Ｃ）として析出し、鋼帯２６中の固溶炭素量は大きく減少する（以上、過時効処理工程Ｄ）。
この過時効処理を促進するために、鋼帯２６は均熱後Ａ1 変態点（７２３℃）以下のある温度ＴS まで徐冷帯１３ａで徐冷した後、急冷帯１３ｂで過時効温度まで急速冷却される。この急速冷却によって急冷終点（図２における温度ＴE ）では固溶炭素は、Ｆｅ−Ｃ系平衡状態図におけるその温度での炭素固溶限より過剰な炭素がフェライト地に固溶していて過飽和状態となり、過時効処理時のセメンタイトの析出が促進される。ここで、鋼帯２６は前述のように、均熱後、一次冷却の前半でＡ1 変態点以下のある温度ＴS まで冷却されるが、これはフェライト地の固溶炭素量を多くすると共に、操業上クーリングバックル等の形状不良を防ぐ目的を持つ。このような操業上の理由からＴS の上限は、７００℃とされる。
【００１５】
また、図２に示すように、ＴS は急冷開始温度であり、急冷終点である過時効温度に近づきすぎては意味がないので、下限は６００℃とされる。また、急冷終点温度ＴE の上限は過時効開始温度の上限で４５０℃とすべきである。そして、一次冷却の後半、急冷帯１３ｂで行う急速冷却工程の冷却速度は、前記過飽和状態を達成するために冶金学的に６０℃／秒以上、望ましくは８０℃／秒程度以上が必要とされる。即ち、前記冷却速度が６０℃／秒未満では製品である鋼帯２６中の固溶炭素量が多くなりすぎて硬化しプレス時の加工性が劣化する（以上、一次冷却工程Ｃ）。
そして、過時効処理を経た鋼帯２６は最終冷却帯１５で室温まで徐冷される（以上、最終冷却工程Ｅ）。
【００１６】
また、高張力鋼帯、特にフェライト地にマルテンサイトが混在する２相組織型高張力鋼帯を製造する場合には、焼鈍サイクルに工夫がなされており、加熱帯１１においてＡ1 変態点以上の温度まで加熱し（加熱工程Ａ′）、その温度で均熱し、フェライトとオーステナイトの二相状態とした上で（均熱工程Ｂ′）、徐冷帯１３ａで徐冷した後、急冷帯１３ｂで急冷開始温度ＴS より急冷する。そして、急冷終点温度ＴE ′は、マルテンサイト化変態温度ＭS （化学成分によって異なるが２５０℃程度）より下の温度でオーステナイトを効率よくマルテンサイトに変態させる。従って、ＴE ′の下限温度は２００℃としている。
【００１７】
この急冷処理工程での冷却速度が不足すると、連続冷却変態曲線におけるフェライト、パーライト等への変態開始のノーズ（Ｎｏｓｅ）に引っ掛かって、オーステナイトの一部はそれらの相に変態してしまい、マルテンサイト化変態の効率が悪くなる。このことから冶金学的には急速冷却工程には６０℃／秒の冷却速度が必要であり、合金成分を一層節約しようとする場合には、１００℃／秒以上が望ましい。この様子を図２に一点鎖線で示すが、一次冷却工程Ｃ′の部分で約２００℃まで急速冷却され、その後過時効帯１４で低温保定工程Ｄ′に移行した後、最終冷却工程Ｅ′に移っている。
【００１８】
実際の操業においては、多種な鋼を同一の連続焼鈍設備１０で焼鈍する必要が生じ、焼鈍される鋼種としては、軟鋼の中の普通用鋼（低炭素鋼）、絞り用鋼（低炭素鋼）、深絞り用鋼（低炭素鋼）、及び、超深絞り用鋼（極低炭素用鋼）、又、２相組織型高張力鋼（高Ｍｎ鋼）等が挙げられる。その際、急冷処理工程における冷却条件はこれらの鋼種毎に変更できることが好ましく、望ましい冷却条件を表１に示す。
【００１９】
【表１】
表１に示すように、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼は、冷却速度を高くし冷却ガスのＨ2 ガスの濃度を３０〜６０％とすることが好ましい。この根拠は後で説明する。
普通用鋼及び超深絞り用鋼は冷却速度を比較的低くすることが可能で、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度も１〜５％と抑えることができる。Ｈ2 ガスの濃度が５％を越えるにつれ、必要とされる冷却速度を越える傾向となり、高価なＨ2 を使用する理由を失うと共に、Ｈ2 ガスの爆発限界である６％を越えることとなり好ましくない。
しかしながら、冷却速度が遅い分、急速冷却工程におけるパスの長さを長くするか、又は、鋼帯２６の搬送速度を遅くして冷却終点温度を確保する必要がある。高い冷却速度を必要としない理由は、普通用鋼は固溶炭素の経時析出による硬化や降伏点伸びの増加等がその用途を考慮してあまり問題視されないからであり、また、超深絞り用鋼は炭素含有量が極めて少ない上に特殊処理してあるため固溶炭素がほとんど存在せず過時効処理工程が必要ないからである。
【００２１】
鋼種を変更する場合は、溶接機１７によって異なる鋼種を溶接し、連続して焼鈍を行うが、一次冷却工程Ｃの急冷処理工程においては、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を変更し、冷却速度を制御する。なお、吹き出しガス組成の変更には時間を要するので、表１の低い冷却速度で十分な鋼種と高い冷却速度を必要とする鋼種をそれぞれロット編成し、それらのロット間の移り変わりの時に、Ｈ2 ガスの濃度を切り替える方法が生産効率上好ましい。
Ｈ2 ガス濃度可変手段Ｆは、前述したＨ2 センサ３６と、制御部３７と、Ｈ2 ガスタンク３８と、Ｎ2 ガスタンク３９と、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０と、Ｎ2 ガス開閉バルブ４１と、Ｈ2 ガス供給管４２と、Ｎ2 ガス供給管４３と、ミキサー４３ａとからなる。
【００２２】
以下にＨ2 ガス濃度可変手段Ｆを用いた、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度の変更手順について、図３、図６、及び、図７を用いて説明する。
まず、各鋼種の目標とする冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度Ｃset をキーボード４９から制御部３７に入力し、制御部３７内のＲＡＭ４７に格納する（ステップＳ１）。なお、Ｈ2 ガスの濃度は１〜５％及び３０〜６０％の範囲間で切り替える他、０を越え６０％以下の範囲で変化させることもできる。Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越えるにつれ、後述するように鋼帯２６の冷却能に変化がなくただ高価なＨ2 ガスの量が増加するだけなので好ましくない。
次に、新たに焼鈍する鋼種を選定し、キーボード４９から制御部３７に入力し、ＲＡＭ４７に格納する（ステップＳ２）。Ｈ2 センサ３６は吹き付けガス箱２８内の冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を常時測定し、そのＨ2 ガスの濃度の値Ｃmes を制御部３７に転送し、入出力インターフェイス４５を介して計算機ＣＰＵ４６に取り込む（ステップＳ３）。ＣＰＵ４６においては、Ｈ2 センサ３６で測定されたＨ2 ガスの濃度の値Ｃmes から設定されたＨ2 ガスの濃度の値Ｃset を引き、その値を許容範囲である所定値δと比較し、その差分が所定値δより大きいかどうかを判定する（ステップＳ４）。
【００２３】
ステップＳ４がＹＥＳである場合は、Ｈ2 ガスの濃度を低下させる必要があるので、Ｎ2 ガス開閉バルブ４１を開き、ミキサー４３ａに供給されるＮ2 ガス量を増加させ、吹き付けガス中のＮ2 量の割合を増大させる。この場合、Ｈ2 ガスの濃度を急速に低減させるため一時的にＨ2 ガス開閉バルブ４０を閉じてもよい。Ｎ2 ガス開閉バルブ４１を開いた後にステップＳ３を再度実行し冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を改めて測定する（ステップＳ５）。
ステップＳ４がＮＯである場合は、Ｈ2 ガスの濃度が設定値より低いかどうかを判定するため、再度Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分を、許容範囲である所定値δと比較する（ステップＳ６）。
【００２４】
ステップＳ６がＹＥＳである場合、即ち、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分が所定値δより大きく、かつ、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset が測定値Ｃmes より大きい場合には、ステップＳ７を実行する。
ステップＳ７においては、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０を開くことにより、Ｈ2 ガスをＨ2 ガスタンク３８からＨ2 ガス供給管４２やミキサー４３ａを経由して吹き込み集合ダクト３０に供給する。その後、ステップＳ３を再度実行しＨ2 ガスの濃度をモニターする。
ステップＳ６がＮＯの場合、つまり、Ｈ2 ガスの濃度の設定値Ｃset と測定値Ｃmes の差分が所定値δの範囲内に収まっている場合は、Ｈ2 ガス開閉バルブ４０とＮ2 ガス開閉バルブ４１はどちらも変化させずに、ステップＳ３を実行し冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を再度測定する。これらの制御手順はＲＯＭ４８内にプログラムとして格納され、必要に応じて順次ＣＰＵ４６に取り込まれる。
【００２５】
次に、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼の急冷処理条件について考察する。連続焼鈍炉１０ａの急冷帯１３ｂの冷却能力は、冷却速度をＣＲ（℃／秒）、鋼帯２６の厚みをｔ（ｍｍ）とし、連続焼鈍炉１０ａで焼鈍する鋼帯２６の板厚が通常１ｍｍ程度であることを考慮すると、（１）式が成立することが必要になる。
ＣＲ・ｔ≧６０℃・ｍｍ／秒 ・・・・（１）
一方、伝熱理論によって熱伝達係数α（ｋｃａｌ／ｍ2 ｈ℃）は次の（２）式であることが知られている。
ＣＲ＝ｋ・α／ｔ （ここで、ｋは定数） ・・・・（２）
この（２）式を変形すると次の（３）式のようになる。
ＣＲ・ｔ＝ｋ・α ・・・・（３）
これを前記した（１）式に代入すると（４）式のようになる。
ｋ・α ≧ ６０ ℃・ｍｍ／秒 ・・・・（４）
【００２６】
ここで、急冷帯１３ｂを図３に示すような急冷装置１３ｃに特定した場合には、定数ｋの値が決まり、この値を（４）式に代入すると、前記（１）式の条件を満たす熱伝達係数αの値は（５）式のようになる。
α ≧ ４１０ ｋｃａｌ／ｍ2 ｈ℃ ・・・・（５）
前記急冷処理工程に前述のように気水冷却を使用すると、（５）式を満足する冷却は可能であるが、鋼帯２６の表面に薄い酸化膜が形成され、焼鈍後の後処理で軽酸洗、酸洗リンス、化成性向上のための特殊処理、最終リンスの工程が必要となるので設備コストが増加するという欠点がある。そこで、不活性ガスのジェット流を鋼帯２６に吹き付けて急冷することとした。特に、Ｈ2 ガスは冷却能が高いため、Ｈ2 ガスとＮ2 ガスとの混合ガスを冷却ガスとして使用することとした。
【００２７】
ところで、急冷帯１３ｂの冷却能を示す前記した熱伝達係数αは、本発明者がパイロットラインテストにより得た実験式によれば、冷却ガスのノズル４４からの吹き付け速度Ｖ及び冷却ガスの種類との関数であって次の（６）式のように表せる。
α＝Ｋ・λa ・Ｖb （ここで、ａ＞０、ｂ＞０） ・・・・（６）
λ：ガスの種類によって変わる定数、Ｖ：吹き付け速度、
Ｋ，ａ，ｂ：定数
（６）式から、冷却ガスの吹き付け速度Ｖを速くすれば熱伝達係数αは大きくなるので、比較的コストのかかる１００％Ｈ2 ガスを使用しなくても、冷却ガスの吹き付け速度を大きくすることによって、冷却能力の向上を図ることができることが分かる。ところが、冷却ガスの吹き付け速度を一定以上に増大すると、ブロワー運転のための電力費用が急激に増大すると共に、冷却する鋼帯２６にバタツキを生じさせ、更に単位体積当たりの重量の大きいＮ2 ガスの割合が増加するとこの傾向が著しくなる。これは、鋼帯２６にバタツキを発生させる力は、吹き付けガスの運動エネルギーに最も強く影響される（比例する）と考えられ、吹き付けガスの運動エネルギーＥは以下の式（７）のように表されるからである。
【００２８】
Ｅ＝ γ／２ｇ×ｖ2 （ここで、γはガスの比重、ｇは重力の加速度、ｖはガスの流速） ・・・・（７）
鋼帯２６にバタツキが発生すると、鋼帯２６が冷却ガスのノズル４４の先端等に当たって鋼帯２６に掻き疵が発生する等の問題がある。そこで、図３に示すような急冷装置１３ｃを用いて、冷却ガス温度を一定（１００℃）にし、Ｈ2 ガスの濃度を変えた冷却ガスを鋼帯２６に吹き付け、バタツキを起こす限界吹き付け速度を検討した結果を図１０に示す。なお、このバタツキを起こす限界は、鋼帯２６の板厚ｔ及び張力によって多少変化する。また、図３に示すスタビライジングロール２５の間隔を短くすることによって緩和されるので、冷却ガスの吹き付け速度を大きくすることもできる。
【００２９】
また、前記（６）式の条件を左右するものに、冷却ガスの温度がある。図３に示す急冷装置１３ｃでは、鋼帯２６の冷却に使用した冷却ガスは、吸引ダクト３１から吸引されて熱交換器３２によって熱交換されている。この熱交換器３２の冷媒には安価な水を使用しているので、熱交換器３２を通過した冷却ガスの温度は８０〜１５０℃となるが、効率的な熱交換を行って８０〜１００℃程度とするのが経済的にもより好ましい。また、前記熱交換器３２にフロンやアンモニア等を冷媒とする冷凍機を付加して冷却ガスの温度を３０〜８０℃とすることも可能であり、これによって更に効率的な鋼帯２６の冷却を行うことができる。
【００３０】
普通用鋼や超深絞り用鋼を急冷処理する場合は、冷却速度をそれほど大きくせずに、Ｈ2 ガス濃度が１〜５％の領域に設定されるが、冷却ガスの温度は８０〜１５０℃の範囲が好適に用いられる。冷却ガスの温度が８０℃を下まわるにつれ、前述したように、冷凍機を設置せねばならず急冷装置１３ｃの構造が複雑となりメンテナンスに手間がかかると共に、電力消費量の増大によりランニングコストも高くなり好ましくない。この際、冷却速度の条件はそれほど厳しくないので、冷却ガスの温度が８０℃以上でも品質に悪影響を与えることは少ない。また、冷却ガスの温度が１５０℃を越えるにつれ、冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。
【００３１】
一方、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼を急冷処理する場合は、冷却速度は高くして、Ｈ2 ガス濃度が３０〜６０％の領域に設定され、冷却ガスの温度を３０〜１５０℃の範囲とすることが好ましい。冷却ガスの温度が３０℃未満になるにつれ、前述したように、循環して使用される冷却ガスを３０℃以下とする熱交換器３２の拡張や冷凍機の設置が別途必要であり現実的でない。冷却ガスの吹き付け温度が１５０℃を越えるにつれ、普通用鋼や超深絞り用鋼を急冷処理する場合と同様に、冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。
【００３２】
次に、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を低くするとＮ2 ガスの濃度が増加し、Ｎ2 ガスは安価であるので、使用する冷却ガスの値段は安価になる。ところが、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を小さくすると、Ｎ2 ガスの濃度が大きくなって、冷却ガスの単位体積当たりの重量が大きくなりブロワー３４等の電力費が嵩む。また、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を増加すると熱伝達係数αは増加することになる。前記（１）式を満たす条件で、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を変えた場合の冷却ガスのランニングコストについて調べた実験例１及び実験例２の結果を、図１１、図１２にそれぞれ示す。そして、冷却ガス中のＨ2 ガスの量が減少すると熱伝達係数が小さくなるので、その分は冷却ガスのノズル４４からの吹き付け速度で補なっている。
【００３３】
図１１には厚みが０．７９８ｍｍで幅が１３００ｍｍの鋼帯を２７０ｍ／分で搬送して、鋼帯温度を６７５℃から４１０℃に急冷させた場合の鋼帯１トン当たりの冷却ガスのランニングコスト指数を示す。
そして、図１２には厚みが０．６３３ｍｍ、幅が１３００ｍｍの鋼帯を２６０ｍ／分で搬送して、鋼帯温度を６７０℃から２７０℃に急冷した場合の鋼帯１トン当たりの冷却ガスのランニングコスト指数を示す。図１１、図１２において、破線は冷却ガス費用を、一点鎖線は電力費用を、実線はこれらを加えた場合の総合費用である。
図１１においては、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度が約４５％の場合が、図１２においては約５５％の場合が最もランニングコストが下がる。
【００３４】
次に、ノズルの形状及び配置、冷却ガスの速度等の冷却条件を一定にした場合の熱伝達係数αは、図１３に示すように急冷処理を行う実際の操業試験のデータから次の（８）、（９）式によって計算した。
α＝Ａ・ｔ・（ｉ1 −ｉ2 ）／（ΔＴ・θ） ・・・・（８）
ΔＴ＝（Ｔ1 −Ｔ2 ）／ｌｎ（Ｔ1 −Ｔg ）／（Ｔ2 −Ｔg ） ・（９）
ここで、Ｔ1 ：鋼帯の入口側の温度、Ｔ2 ：鋼帯の出口側の温度、ｉ1 ：入口側の鋼帯のエンタルピー、ｉ2 ：出口側の鋼帯のエンタルピー、θ：鋼帯の通過時間、Ａ：定数、ｔ：鋼帯の厚み、Ｔg ：冷却ガスの温度を示す。
冷却ガスの吹き付け速度Ｖを１３０ｍ／秒、及び１００ｍ／秒にして、Ｈ2 ガスの濃度を種々変化させた場合のデータから計算した熱伝達係数αを図１４に示す。Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越えると、熱伝達係数αが飽和していることが分かる。従って、Ｈ2 ガスの濃度が６０％を越える冷却ガスを使用しても、大きな冷却効果がないことになる。
また、冶金学的条件から導き出された前記（５）式の条件を図１４に適用すると、冷却ガスの吹き付け速度Ｖが１００ｍ／秒以上であり、且つ、Ｈ2 ガスの濃度が３０％以上であることが必要となる。
【００３５】
図１０〜図１４の結果から、絞り用鋼、深絞り用鋼、及び、２相組織型高張力鋼を急冷処理する場合は、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度は３０〜６０％を使用するのが、経済的に前記（１）式の条件を得る冷却能力を与えることが分かる。この場合においては、鋼帯２６にバタツキを生じさせない冷却ガスの最大速度は図１０から１１５〜１５０ｍ／秒であることが分かるが、以上の他の冷却条件を満足して前記（５）式を満足する冷却ガスの吹き付け速度の下限は１００ｍ／秒となり、これ未満の場合には、前記（５）式を満足する冷却能力を与えることができない。
【００３６】
なお、実験によれば、冷却ガスの速度が１００ｍ／秒未満の場合には、鋼帯２６の表面に付着して流動しない不動層（境界層ともいう）が形成され易くなり熱伝達係数が小さくなる。普通用鋼（低炭素鋼）及び超深絞り用鋼（極低炭素鋼）の場合は、冷却ガスの吹き付け速度が８０〜１００ｍ／秒の範囲なので、或る程度の不動層が形成され冷却速度が低下するが、前述した様に急速冷却の必要性が少なく、この範囲でも操業が可能である。冷却ガスの吹き付け速度が８０ｍ／秒未満になると冷却能力が不足して通常の搬送速度では必要な温度まで冷却できなくなるので好ましくない。冷却ガスの吹き付け速度が１００ｍ／秒を越える場合は、必要以上の冷却速度となりブロワー３４の電力消費が必要以上に増加し好ましくない。
【００３７】
前記実施の形態においては、本発明の理解を容易にするために、具体的数字に基づいて説明したが、本発明の要旨を変更しない程度の変更は当然可能であり、この場合にも本発明は適用される。
【００３８】
【発明の効果】
本発明に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法においては、加熱工程、均熱工程、少なくとも後半に急冷処理工程を有する一次冷却工程、過時効処理工程、及び最終冷却工程を有する鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法であって、急冷処理工程に使用する冷却ガスに、Ｈ2 ガスを含む不活性ガスを使用し、更に、急冷処理工程において鋼帯の鋼種により必要な冷却速度に応じてＨ2 ガスの濃度を１〜５％及び３０〜６０％の２つの範囲間で切り替える。それにより、異なった材質の鋼をそれぞれの品質を満足する冷却条件で急冷処理でき、高価なＨ2 ガスの使用量を低減でき経済性に優れると共に、不必要なＨ2 ガスを使用しないので、Ｈ2 ガスによる爆発等の危険性が低減し、安全性や作業性が向上する。また、同一の薄板用連続焼鈍設備を用いて多種の鋼種を焼鈍できるので、作業範囲が拡がり、多様な操業が可能となり、操業上のフレキシビリティが向上する。
なお、冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度を０を越え６０％以下の範囲で変化させた場合には、Ｈ2 ガスの使用量を節約しつつ、それぞれの鋼種に適した冷却速度を得ることができる。
また、冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１５０℃、その吹き付け速度を８０〜１５０ｍ／秒とした場合には、鋼種により求められる冷却速度に応じてＨ2 ガス濃度に加え、冷却ガスの温度、吹き付け速度を適切に選ぶことによって、冷却能力と経済性の双方を満足する最適な冷却条件を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施の形態に係る鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法を適用した薄板用連続焼鈍設備の説明図である。
【図２】同連続焼鈍設備の炉部における鋼帯の通過時間と温度の関係を示すグラフである。
【図３】急冷処理を行う装置の斜視図である。
【図４】冷却ガスのボックスと冷却ガスを吹き出すノズルの正面図である。
【図５】図４のＩ−Ｉ線による断面図である。
【図６】急冷処理の制御を行う制御装置のブロック図である。
【図７】同制御装置によるＨ2 ガスの濃度の制御手順を示すフローチャートである。
【図８】ノズルの開口面積比率とブロワー動力比との関係を示すグラフである。
【図９】ノズル口径／吹き付け距離とブロワー動力比との関係を示すグラフである。
【図１０】冷却ガス中のＨ2 ガスの濃度とバタツキを起こす限界速度との関係を示すグラフである。
【図１１】Ｈ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフである。
【図１２】Ｈ2 ガスの濃度と急冷帯のランニングコスト指数との関係を示すグラフである。
【図１３】急冷帯における鋼帯の通過時間と温度との関係を示すグラフである。
【図１４】Ｈ2 ガスの濃度と熱伝達係数との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１０ 連続焼鈍設備 １０ａ 炉部
１１ 加熱帯 １２ 均熱帯
１３ 一次冷却帯 １３ａ 徐冷帯
１３ｂ 急冷帯 １３ｃ 急冷装置
１４ 過時効帯 １５ 最終冷却帯
１６ 巻き戻し機 １７ 溶接機
１８ 前処理装置 １９ 入側ルーパー
２０ 出側ルーパー ２１ 調質圧延機
２２ 精整装置 ２３ 分割剪断機
２４ 巻取り機 ２５ スタビライジングロール
２６ 鋼帯 ２７ 吹き付けガス箱
２７ａ ダンパー ２８ 吹き付けガス箱
２８ａ ダンパー ２９ 吹き込み分岐ダクト
３０ 吹き込み集合ダクト ３１ 吸引ダクト
３１ａ 吸引集合ダクト ３２ 熱交換機
３３ 下部ダクト ３４ ブロワー
３５ モータ ３６ Ｈ2 センサー
３７ 制御部 ３８ Ｈ2 ガスタンク
３９ Ｎ2 ガスタンク ４０ Ｈ2 ガス開閉バルブ
４１ Ｎ2 ガス開閉バルブ ４２ Ｈ2 ガス供給管
４３ Ｎ2 ガス供給管 ４３ａ ミキサー
４４ ノズル ４５ 入出力インターフェイス
４６ ＣＰＵ ４７ ＲＡＭ
４８ ＲＯＭ ４９ キーボード
Claims (1)
- 加熱工程、均熱工程、少なくとも後半に急冷処理工程を有する一次冷却工程、過時効処理工程、及び最終冷却工程を有し、多種の鋼種を同一の連続焼鈍設備で焼鈍する鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法であって、
前記急冷処理工程の開始温度を６００〜７００℃、終了温度を２００〜４５０℃とし、前記急冷処理工程に使用する冷却ガスを、多数のノズルが設けられ、該ノズル全体の開口面積が前面側面積の２〜４％になるように形成され、前記ノズルの先端から前記鋼帯の表面までの距離を７０ｍｍ以下とした吹き付けガス箱を使用して前記鋼帯に吹き付け、しかも、前記冷却ガスにＨ2ガスを含む不活性ガスを使用し、前記鋼帯の鋼種により必要な冷却速度に応じて、前記Ｈ2ガスの濃度を１〜５％及び３０〜６０％の２つの範囲間で切り替え、更に、前記Ｈ 2 ガスの濃度が３０〜６０％の領域にある場合、前記急冷処理工程における冷却速度ＣＲ（℃／秒）と板厚ｔ（ｍｍ）との関係が以下の式を満足し、かつ前記冷却ガスの吹き付け温度を３０〜１００℃、その吹き付け速度を１１５〜１５０ｍ／秒としたことを特徴とする鋼帯の連続焼鈍における一次冷却方法。
ＣＲ・ｔ≧８０℃・ｍｍ／秒
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