JPS6234809B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 この発明は、金属帯のフオグ冷却制御方法に関
し、とくに加熱処理後の帯状金属板（以下ストリ
ツプという）に対するガスと液滴を混合させたフ
オグ又はミスト（以下フオグと云う）の吹きつけ
のしかたに工夫を加えて、ストリツプの形状を良
好に保ちしかも、効率のよい冷却を実施する制御
方法についての開発成果にもとづくものである。

従来、加熱処理後のストリツプの代表的な冷却
方法としては、ガスジエツト冷却や、水噴射冷却
などが一般に採用されている。ガスジエツト冷却
は、冷却帯域内の還元性ガスを循環させつゝこれ
をノズルでもつてストリツプに吹きつけて冷却す
る方法であるが、専ら対流に依存した抜熱作用を
利用するにすぎないため効率が悪く、ガスを循環
させる送風機の電力消費量が大きくて経費がかさ
むこと、冷却速度が遅いことなどの欠点が著し
い。

一方水噴射冷却は、ストリツプに水を噴射し、
とくに蒸気膜の発生を防ぎながら、冷却する方法
であるが、冷却速度が一般に速すぎ制御が困難な
こと、ひいては急冷後に、過時効温度まで再熱す
るために費用がかかることなどの欠点がある。

ところでフオグ冷却、またはミスト冷却と呼ば
れる方法は、噴霧を生成してこれをストリツプの
表面に衝突させて冷却を行い、その冷却原理につ
いては、従来よりよく知られているが、ストリツ
プとくに薄鋼板の連続熱処理においては、実際的
な採用が困難とされ、それは次に述べるような問
題点に由来している。

(1) フオグ冷却は、液滴の蒸発潜熱を利用して、
ストリツプより抜熱する方法であつてガス冷却
よりも当然冷却速度が大きく、そのためフオグ
冷却の条件如何によつては、ストリツプ幅方向
の温度分布の不均一を起こし勝ちで、そのため
にしばしば形状不良を起こすことがあり、この
点、フオグスプレーの条件と、形状不良との関
係が必ずしも明確にされておらず、フオグ冷却
の採用に踏み切れなかつたこと。

(2) フオグ冷却を一つの系とみなした場合のシス
テムの構成がはつきりせず、効率の良いフオグ
の回収技術などが確立されていなかつたこと。

かようなわけで、フオグ冷却の試みは長年、実
際上採用されるには至らなかつたところである
が、発明者らは、その問題点の本質に究明を加
え、フオグ冷却の技術を確立することを目指して
鋭意研究した結果、ストリツプの形状を良好に保
つためのフオグスプレーの条件を見出し、かつ、
そのスプレー条件を満足し、かつ効率の良いフオ
グスプレーシステムを実現することに成功した。

さて、ストリツプを均一に冷却するために必要
なフオグスプレー条件に関しては、いまかりに、
高温のストリツプを水中に浸漬したとすると、一
般にストリツプ表面に不均一に蒸気膜が発生し、
ストリツプの幅方向に温度差が生じて形状不良を
起こしてしまうことは知られているとおりであつ
て、ここにフオグスプレーによる冷却において
も、ストリツプに衝突するフオグ中の液量が多す
ぎると、ストリツプ表面に蒸気膜が発生し、スト
リツプの形状に悪化を来すことが予想された。

そこで、まず直径50〜100μｍの水滴を生成
し、これをストリツプの表面に衝突させて、フオ
グの状態とストリツプの形状とについて次のよう
に調査した。

衝突時のフオグの水滴とガス（実験ではエア
ー）との比を液滴空間率ｆ_l（＝液滴体積／ガス体積）
であ らわすこととし、ｆ_lの値を10^-2から10^-4の範囲で
変化させ、さらにまた、衝突速度ｖも20ｍ／ｓ以
下で種々に変化させてストリツプの形状変化を調
査した結果を第１図に示す。

ここにストリツプは、板厚0.7mmで、幅約1000
mmのものを用い、堅型炉でストリツプの両面に上
記のフオグスプレーを施し、約700℃よりの冷却
で、冷却後の形状を目視により観察した。〇印は
形状良、△印はやや不良、×印は不良として図に
示してある。

この調査によると、衝突速度ｖには関係なく、
液滴空間率ｆ_l＝10^-2では形状は悪化して耳波、
反りなどの形状不良が起こる一方ｆ_l＝10^-3では
形状は概して良好であり、またｆ_l＝10^-4では、
全く問題ない。

なおｆ_l＝10^-3では、衝突速度ｖが速いと多少
形状が崩れる傾向にはあつたが、これは冷却速度
が増加するために、冷却の不均一が起こりやすく
なつたことに起因すると思われる。

結局、液滴空間率ｆ_l＞10^-3ではフオグ中の液
滴が多すぎるため液がストリツプ表面に滞留する
傾向となりこのため蒸気膜が不均一に生成し、冷
却の不均一が起こるものと思われる。

つまりフオグ衝突時の液滴空間率をｆ_l10^-3
の範囲とする必要のあることがわかる。

また、ストリツプの板厚を0.7mm以外に、0.5mm
から0.1mmまでの範囲で変え上記のフオグ冷却に
よる形状実験を行つたが、結果は、0.7mmの場合
とほぼ同じく、液滴空間率ｆ_lが10^-3を超える
と、形状不良がしばしば起こるのに反してｆ_l＝
≦10^-3の範囲では、事実上の問題を来さないこと
がたしかめられた。

続いて、フオグの液滴径の検討を行つた。

堅型炉においてフオグ冷却を行う場合には、液
滴径が大きいと、液滴ストリツプ表面に沿つて重
力で流下し、そこに衝突する次段のフオグ冷却作
用に悪影響を及ぼすばかりか、フオグの回収も困
難となることが考えられる。

堅型炉において、実際に水滴を用いてフオグ冷
却を行つたところ、液滴径が300μｍを超えると
多段スプレーの下段フオグの衝突域に液滴の流下
が生じ、下方フオグに悪影響をもたらすことがわ
かつた。

一般に、ガス中に存在する液滴が重力の作用に
より落下して一定速度となる場合には、次式(A)が
成立する。

Ｕ＝１／１８ ρｌ−ρ／μgd² …(A) Ｕ：沈降速度（ｍ／Ｓ）
μ：粘性係数（KgＷ／ｍ・ｓ） ｇ：重力加速度（ｍ／s²） ｄ：液滴径（ｍ） ρ_l：液滴密度（KgＷ／ｍ^３）
ρ：ガス密度（KgＷ／ｍ^３） 式(A)に、実験のフオグ条件を代入すると、 ρｌ＝1000Kgｗ／m³（水） ρ＝1.2Kgｗ／m³（空気） μ＝1.8×10^-5Kgｗ／ｍ・ｓ（空気）であり、 ｄ＝300×10^-6ｍとすると、 この状態でのＵは、 Ｕ＝１／１８×１０００−１．２／１．８×１０^−５ ×9.8×（300×10^-6）²≒2.7ｍ／ｓ であり、HNガス（H₂5％、N₂95％）にあつて
は、ρ＝1.1Kgｗ／m³、μ＝1.8×10^-5Kgｗ／ｍ・
ｓであるから同様にして Ｕ＝１／１８×１０００−１．１／１．８×１０^−５ ×9.8×（300×10^-6）²≒2.7m／ｓ が与えられる。

つまり、沈降速度がほぼ2.7m／ｓを超えると
下方フオグ冷却に悪影響を与える。

ここで、液滴の沈降速度が2.7m／ｓを超えな
い液滴径ｄは次式(B) ｄ≦ √（2.7×18×）｛（−）×｝ …(B) で与えられる。

なお、フオグのスプレーノズルから吐出される
液滴径には、分布がある。一方フオグスプレーに
よる冷却は、流体力学的場によつて決まるため、
次式(C)で定義される体積平均粒径を液滴径ｄとし
て採用するを要する。

ここで、ｎ（ｘ）は、粒径ｘの液滴数である。

以上のように実験的にフオグ条件が、定まつた
ので、フオグによるスプレー冷却システムの検討
を行つた。

まず、液滴を生成する方法には、種々のノズル
による方法があるが、１流体微噴霧ノズルと、２
流体微噴霧ノズルともいずれも液滴径の条件を満
足することがわかつた。

１流体微噴霧ノズルを用いてフオグ冷却を行う
場合には液滴を生成して、大風量のブロアにより
ストリツプに衝突させる方法による。従つて液滴
生成装置とは別に第２図に示すような吹付けシス
テムが必要である。

また２流体微噴霧ノズルを用いる場合には第３
図に示すように吹付けシステムは必ずしも必要で
なくノズルから吐出されるガスのみでフオグ冷却
システムが成功し得ることが確認された。何れに
せよ、吹付けに使用したガスはストリツプの横方
向から回収し、再使用され得る。

第２図は、１流体微噴霧ノズルを使用した場合
の吹きつけ例を示す。ストリツプ１は、ロール２
により下方へ移動しつつあり、このストリツプ１
にノズル３により生成された微噴霧状の液滴がブ
ロア５により送られるガスにより、フオグとして
吹きつけられる。このガスは、ノズル３の後方に
位置するチヤンバ４を介して吐出される。

吹きつけ後フオグは、堅型炉の側壁に設けた回
収チヤンバ６により回収され、分離器７により液
とガスとに分離されガスは、再びフロア５に送ら
れる。液は、液槽１０に回収され、再びポンプ９
によりノズルに送られ、また新液槽１１より補給
されることにしてある。

第３図は、２流体微噴霧ノズル１３を用いた場
合のシステムであり、この場合は、ブロア１５か
ら、直接ノズル内へ配管１２を通しガスが送られ
別途にポンプ９によりノズル１３へ送給された液
と混合して噴霧される。ただ、通常の２流体微噴
霧ノズルは、かなり大きなガス圧力が必要となる
ために、ブロア１５は、１流体微噴霧の場合の第
２図のブロア５よりも高圧のブロアが必要とな
る。

ところで連続焼鈍炉のような熱処理炉におい
て、フオグ冷却のシステムを用いてストリツプの
冷却を行う場合には、連続して通板されるストリ
ツプの厚さ、ライン速度や、冷却帯前後の目標温
度が変更された場合に対応して、フオグのスプレ
ー条件を変更して、対処するのであり、またスト
リツプの幅方向に温度差を生じ、その温度不均一
によりストリツプの形状が悪くなるとき、さらに
目標とする冷却帯出側板温と実測の出側板温が異
なるときなどにもフオグのスプレー条件を変更し
て対処する必要がある。

この本発明は、以上述べたようなストリツプの
冷却制御方法を提供することを目的とするもので
ある。まずストリツプの厚さ、ライン速度ないし
は、冷却帯前後の目標温度の変更の場合のフオグ
冷却の制御方法としては、次の３通りの具体的手
段が優れ実用的でもある。

第１番目の方法は第４図に示すように、複数段
にわたるノズル列を、たとえばグループ(1)，(2)…
(k)のようにわけて、ストリツプの条件などにあわ
せて、使用するグループ数すなわち冷却に必要な
フオグ量を計算し、必要となるグループだけを稼
動して、ストリツプを冷却する方法である。この
方法は、フオグスプレー条件などは変更しないた
め、同じライン速度でも板厚に応じて冷却速度が
変わつてしまうという欠点はあるが、スプレー条
件（ブロア風量、液滴空間率等）を変えないでよ
いのでバルブ類の煩雑な操作が必要でなく、グル
ープごとのON―OFF制御だけでよいという利点
がある。

この場合第４図では、次コイルの寸法、ライン
速度、冷却帯前後の目標板温等の諸条件により、
上位計算機１６で、必要グループ数を算出し、ス
トリツプの変更点の通過に伴い、フオグスプレー
による冷却帯の使用グループ数を変更するシステ
ムとなつている。

上位計算機１６で、グループｋが次コイルで使
用しないことになれば、ストリツプの変更点がフ
オグ冷却帯を通過する時点で、下位制御ループ１
７によりグループｋのブロアとポンプを停止させ
て、グループｋのフオグ冷却を止めることとな
る。

第２番目の方法は、同じく第４図において、グ
ループごとのON―OFF制御を行うのではなくて
ブロア５の風量を制御し、ストリツプ２へのフオ
グの衝突速度を制御して、冷却能力を変えるもの
である。

第５図は、液滴径50μｍ程度の水によるフオグ
スプレーの液滴空間率ｆ_lを10^-4程度とし、種々
の衝突速度で、700℃程度に加熱された鋼板に吹
きつけて、熱伝達係数を測定した結果である。
衝突速度Ｕが５ｍ／ｓ以下では、が小さくな
り、冷却能力が小さくなるが、Ｕが大きくなる
と、も当然増すことになる。

つまり、第４図において、グループ別のON―
OFF制御をしなくても、ブロア５の風量制御を
行うだけで冷却能力が広範囲に制御できる。

第３番目の方法は、再び第４図の例において、
ノズル３からのフオグの量をポンプＰによつて制
御し、衝突速度は変えずに、フオグ中の液滴空間
率ｆ_lを変えて冷却の制御を行う方法である。

つまり、ストリツプへのフオグの衝突速度は一
定でも、フオグ中の液滴量を変えることにより、
ストリツプから奪う蒸発潜熱を変えて、冷却の制
御を行う方法である。

第６図はこの考え方にもとずき、実験した結果
を示したものであり、液滴径50μｍ程度の水によ
るフオグスプレーの衝突速度10ｍ／ｓとし、種々
の液滴空間率ｆ_lでストリツプに衝突させ冷却能
力を測定した結果である。

ｆ_lが10^-5以下ではほとんど通常のガス冷却と
変わらないような冷却能力しか得られないけれど
も、ｆ_lが大きくなるにしたがつて、も大きく
なり、冷却能力が増すことがわかる。なおｆ_l＞
10^-3ではストリツプの形状が悪化しやすいことは
すでに第１図で示したとおりである。

上記、フオグの衝突速度Ｖを変える方法また
は、フオグ中の液滴空間率ｆ_lを変える方法をそ
れぞれまたは同時に採用することにより、厚さ、
ライン速度ないしは冷却前後の目標板温が変わる
ストリツプが連続的に接続されて冷却帯を通過す
る場合に、第４図の上位計算機１６において、そ
れらストリツプの冷却条件を満足するフオグスプ
レー条件を計算し、ストリツプの変更点の通過に
伴い、下位制御ループ１７を介してフオグスプレ
ーの条件を順次変更していくこととなる。

この制御と、すでに述べたノズル群のグループ
制御をあわせて、上位計算機において、たとえば Ｆ（Ｐ，Ｗ，Ｎ）＝Ｇ（Ｔ，Ｖ，θ_１，θ_２）
…(D) ここに、 Ｐ：ブロア吐出圧力 Ｗ：フオグ水量 Ｎ：使用フオグノズル段数 Ｔ：板厚 Ｖ：ライン速度 θ_１：冷却帯入側板温 θ_２：冷却帯出側板温 で示されるような関係式を持つて、フオグスプレ
ー条件Ｆ（Ｐ，Ｗ，Ｎ）を決定する制御ももちろ
ん可能である。

また実際のフオグ冷却の使用においては、冷却
速度が板厚0.8mmの鋼板で、冷却速度300℃／ｓ以
上というような急速冷却になるため、すでに述べ
たフオグ条件を満足するフオグスプレーにより冷
却しても、冷却が、ノズルのつまり、ブロアの不
調、冷却帯入側鋼板の幅方向の温度の不均一等に
より、フオグ冷却帯出側のストリツプに形状不良
が生じることが時折観察された。

そこで、第４図に示すように冷却帯入側および
または出側に板幅方向の温度測定器１８，１９を
設置し、板幅方向の温度差が生じた場合には、ノ
ズル３による板幅方向のフオグの生成量つまり液
滴空間率を制御することにより冷却帯出側板温の
均一化に成功した。また、同様にブロア５からの
板幅方向の吐出量を幅方向に制御することによつ
ても、同様の効果が得られた。

システムとしては、第４図に示すように冷却入
側および／または出側の板幅方向の温度差を上位
計算機１６にとりこみ、演算後、下位制御ループ
１７を介して、ポンプおよび／またはブロアを制
御し、ノズル３および／またはチヤンバ４の幅方
向の吐出量を変化させて、冷却帯出側板温を均一
にさせることになる。

第７図は、第４図を上から見た図であり、板幅
方向の制御の一例を示したものであり、たとえ
ば、ノズル３には、幅方向の配管それぞれにコン
トロールバルブ２０を設けて制御し、またブロア
５からの幅方向の送風量については、チヤンバ４
内のバタフライ弁２１で制御するシステムであ
る。このような、板幅方向の制御を行うことによ
り、ストリツプの形状不良の発生率が第８図に示
すように、0.5％から0.1％程度に改善され得た。
なおこの形状不良発生率は、冷却コイル全数に対
する百分率で示してある。

また、冷却帯出側の板温計を利用して、フオグ
冷却帯の冷却能力の修正も可能となる。つまり、
前もつて式(D)で計算されたブロア吐出圧力、フオ
グ水量、使用フオグノズル段数で、冷却を行つた
場合、目標とする冷却帯出側板温θ_２と実測の出
側板温の偏差から、ダイナミツクにフオグ冷却の
諸条件を修正し、冷却能力に変えて、実測の出側
板温を目標出側板温θ_２に等しくなるように制御
することももちろん可能である。

その他、フオグ冷却の熱伝達モデル式 _p,w＝Ｆ（Ｐ，Ｗ） …(E) を用いて、フオグ冷却の制御を行う場合、ストリ
ツプライン速度、冷却帯の入側および出側の板温
および、フオグスプレー条件２から、式(E)の妥当
性を検定し、式(E)のＦ（Ｐ，Ｗ）中の係数を修正
することが可能である。

このモデル式の学習制御を行うことにより、常
に、適正なフオグスプレー条件による冷却が可能
となる。

ここで、_p,_wは、ブロア吐出圧力Ｐ、フオグ
水量Ｗにおける平均熱伝達係数であり、この値
を用いて、フオグ冷却の計算を行うことになる。

以上述べたようにこの発明によれば帯状金属板
の厚さ、ライン速度、ないしは冷却帯前後の各目
標板温を変更したり、目標板温からのずれを修正
する場合あるいは金属帯幅方向の温度を修正する
場合に、フオグ量、フオグスプレーの金属帯への
衝突速度およびフオグ中の液滴空間率のうち少く
とも一つを変更することにより、金属帯に形状不
良を発生させることになく金属帯のフオグ冷却を
制御することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図はストリツプへ衝突するフオグの衝突速
度ｖと、衝突時のフオグの液滴空間率ｆ_lとが、
ストリツプの形状に及ぼす影響を示すグラフ、第
２図、第３図はフオグスプレーシステムの各別例
の説明図であり、第４図はノズルブロアの制御シ
ステム図であつて、第５図は、衝突速度と冷却能
力の関係グラフ、第６図は液滴空間率と冷却能力
の関係グラフ、第７図は板幅方向の冷却制御要領
の一例を示す説明図であり、第８図は幅方向の冷
却制御の有無による形状不良発生率の関係グラフ
である。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 連続熱処理炉などで加熱された帯状金属板に
   対し、下記(1)式であらわした体積平均液滴径ｄ
   が、下記(2)式を満たす範囲内のフオグを、一流体
   微噴霧ノズルおよび／又は二流体微噴霧ノズルに
   より生成させてその噴霧下における液滴とガスの
   体積比による液滴空間率ｆ_l≦10^-3の条件にて吹
   付ける、帯状金属板のフオグ冷却にあたり、帯状
   金属板の厚さ、ライン速度ないしは冷却帯前後に
   おける各目標板温の変更、該目標板温に対する実
   測板温のずれおよび板幅方向にわたる温度差の修
   正に際して、上記フオグの量、板面への衝突速度
   および液滴空間率のうち少くとも一つに変更を加
   えることを特徴とする、金属帯のフオグ冷却制御
   方法。 ここに、ｎは直径ｘの液滴数をあらわす。 式中、μ：ガスの粘性係数 （KgＷ／ｍ・ｓ） ρ_l：液密度 （KgＷ／m³） ρ：ガス密度 （ 〃 ） ｇ：重力加速度 （ｍ／S²） ｄ：体積平均液滴径 （ｍ）