JPS5959835A - Controlling method of fog cooling for metallic strip - Google Patents

Abstract

PURPOSE:To maintain the satisfactory shape of a metallic strip and to cool the strip efficiently by changing the conditions for injecting fogs according to the change in the thickness of the metallic strip, a line speed, and the target temp. before and behind the cooling zone in the fog cooling wherein the diameter of the liq. drops and the ratio between the volume of liquid drops and the volume of the gas are specified. CONSTITUTION:The fogs of which the volume average liquid drop diameter (d) expressed by the equation I (n is the number of liquid drops of a diameter x) satisfies the equation II [mu: the coefft. of viscosity of gas (kgw/m.s), rhol, rho: the density (m/s<2>) of liquid and gas respectively, g: the gravitational acceleration (m/s<2>)] are blown to a metallic strip which is heated in a continuous heat treatment furnace or the like. The volume ratio of the liquid drops and gas fl in this stage is kept at <=10<-3>. Either one of the amt. of fogs, the velocity of collision against the plate surface and the fl value is changed when the thickness of the strip 1 passed through continuously in the furnace, the line speed and the target temp. before and behind the cooling zone are changed. For example, three rows of the nozzles are divided to groups 1, 2-k, and the amt. of the fogs necessary for cooling (the number of groups) is calculated with a host computor 16, and the blower and pump of the unnecessary group are stopped with a subordinate control loop 17.

Description

【発明の詳細な説明】 この発明は、金属帯のフォ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１ノツプという）
に対するガスと液滴を７昆合させたフォグ又はミスト（
以下７オグと云う）の吹きつＣ−）のしかたに工夫を加
えて、ストＩＪツブの１ｅｌａ４大を良好に保ちしかも
、効率のよし）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σ）である。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION The present invention relates to a fog cooling control method for a metal strip, and particularly to a strip metal plate (hereinafter referred to as a stop nop) after heat treatment.
Fog or mist that combines gas and liquid droplets (
Based on the development results of a control method that maintains the 1ela of 4 of the strike IJ tube in good condition and performs efficient cooling by adding innovations to the method of blowing (hereinafter referred to as 7 og) C-). Zukumo σ).

従来、加熱処理後のストリップσ）代表０＜Ｊな冷却方
法としては、ガスジエ′ント冷去りゃ、水１１賞射冷却
などが一般に採用されてし為る。Conventionally, as a cooling method for the strip σ) representative 0<J after heat treatment, gas jet cooling, water irradiation cooling, etc. have generally been adopted.

ガスジェット冷却は、冷却帯域内のＩ４元性ガスを循環
させつ＼これをノズルでもってストリップに吹きつけて
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、ガスを循壊させる
べ颯機の電力消費量が大きくて経費がかさむこと、冷却
速度が厚いことなどの欠点が著しい。Gas jet cooling is a method of cooling the strip by circulating I quaternary gas in the cooling zone and spraying it onto the strip with a nozzle; however, it only utilizes the heat removal effect that relies solely on convection. It has significant disadvantages such as inefficiency, high power consumption of the gas circulating machine, high cost, and slow cooling rate.

一方水噴射冷却は、ストリップに水を噴射し、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田畑なこと、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。On the other hand, water injection cooling is a method in which water is injected onto the strip to cool it while preventing the formation of a vapor film. There are disadvantages such as the high cost of heating.

ところで７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）　ＩＪツブの表面に衝突
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、ストリッ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。By the way, the method called 7og cooling, or mist cooling, cools the IJ tube by generating a spray and colliding it with the surface of the IJ tube. Particularly in the continuous heat treatment of thin steel sheets, it is said that it is difficult to practically employ this method, and this is due to the following problems.

（］）　　フォグ冷却は、液滴の蒸発潜熱を利用して、
ストリップより抜熱する方法であってガス冷却よりも当
然冷却速度が大きく、そのためフォグ冷却の条件相同に
よっては、ス）　ＩＪツブ一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・フォ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、フォグ冷却の
採用に踏み切れなかったこと。(]) Fog cooling uses the latent heat of vaporization of droplets.
This method removes heat from the strip, and the cooling rate is naturally higher than gas cooling. Therefore, depending on the fog cooling conditions, it tends to cause uneven temperature distribution in one direction of the IJ tube, which often results in poor shape. In this respect, the relationship between fog spray conditions and shape defects was not always clear, and it was not possible to adopt fog cooling.

（２）　　フォグ冷却を一つの系とみなした場合のシス
テムの（ｎ成がはつきりせず、効率の良いフォグの回収
技術などが確立されていなかったこと。(2) When considering fog cooling as a single system, the system's (N) structure was not fully developed, and efficient fog recovery technology had not been established.

かようなわ番」で、フォグ冷却の試みは長年、実際上採
用されるには至らなかったところであるが、発明者らは
、その問題点の木質に究明を加え、フォグ冷却の技術を
確立することをし１指して鋭意研究した結果、ストリッ
プの形状を良好に保つための７オグスプレーの条件を見
出し、かつ、そのスプレー条件を（両足し、かつ効率の
良いフォグスプレーシステムを実現することに成功した
。For many years, attempts at fog cooling had not been adopted in practice, but the inventors investigated the nature of the wood at issue and established fog cooling technology. As a result of intensive research, we discovered the conditions for a 7 og spray to maintain the shape of the strip, and decided to create a fog spray system that satisfies both requirements and is highly efficient. Successful.

びて、ストリップを均一に冷却するために必要なフォグ
スプレー条件に１媚して６ま、いまがりに、高温のスト
リップを水中に浸漬したとすると、一般にス）　ＩＪツ
ブ表１１１１に不均一に蒸気膜が発生し、ストリップの
幅Ｕ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って、ここに７オグスプレー
による冷却においても、ストリップに衝突するフォグ中
の液量が多すぎると、ストリップ表面に蒸気膜が発生し
、ストリップの形状に悪化を来すことか予想された。If a hot strip is immersed in water at a time when the fog spray conditions necessary to uniformly cool the strip are met, it will generally result in an uneven distribution of It is known that a vapor film is generated and a temperature difference occurs in the width U direction of the strip, causing a shape defect. It was predicted that if the amount of liquid was too large, a vapor film would be generated on the strip surface and the shape of the strip would deteriorate.

そこで、まず直径５０〜１００μｍの水滴を生成し、こ
れをストリップの表面に衝突させて、７オグの状態とス
トリップの形状とについて次のように調査した。Therefore, first, water droplets with a diameter of 50 to 100 μm were generated, and the droplets were made to collide with the surface of the strip, and the condition of 7 og and the shape of the strip were investigated as follows.

衝突時の７オグの水滴とガス（実１倹ではエアー）との
比を液滴空間率ｆｌ（＝動工囮Ｌ）であられガス体積 ずこととし・ｆＪ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２０　ｍ／ｓ以下
で梱々に変化させてス）　ｌ）ツブの形状変化を調査し
た結果を第１図に示す。The ratio of the 7 og water droplet and the gas (in reality, air) at the time of collision is the droplet space ratio fl (=dynamic decoy L), and the gas volume is the value of fJ, which is 10-2 to 10-4. Fig. 1 shows the results of investigating changes in the shape of the bump by varying the impact velocity V within a range of 20 m/s or less.

ここにストリップは、板厚０　＃　７　綱で％暢約１０
００ｍｍのものを用い、竪型炉でストリップの両面に上
記の７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。Ｏ印は形状良、Δ
印はやや不良、Ｘ印は不良として図に示しである。The strip here is a 0 #7 rope with a thickness of approximately 10%.
00mm, apply the above 7 og spray on both sides of the strip in a vertical furnace, cool it from about 700℃,
The shape after cooling was visually observed. O mark indicates good shape, Δ
A mark indicates that the product is slightly defective, and an X mark indicates that the product is defective.

この調査によると、衝突速度Ｖには関係なく、液滴中（
■率ｆｌ＝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ｆ７＝１０″′３では形状は概
して良好であり、またｆｌ　＝　１０−４では、全く問
題ない。According to this study, regardless of the collision velocity V, it was found that (
(2) When the ratio fl = 10-2, the shape deteriorates and shape defects such as ear waves and warping occur, whereas when the ratio f7 = 10'''3, the shape is generally good, and when fl = 10-4, there is no problem at all.

なおｆｌ　＝　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ったが−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ったことに
起因すると思われる。In addition, at fl = 10-3, there was a tendency for the shape to collapse somewhat when the collision speed V was high - this is thought to be due to the increased cooling rate, making it easier for non-uniform cooling to occur. .

結局、液滴空間率ｆｌ＞１０″″３ではフォグ中の液滴
が多すぎるため液がストリッ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。After all, when the droplet void ratio fl >10''''3, there are too many droplets in the fog, and the liquid tends to stay on the strip surface, resulting in uneven vapor film formation and non-uniform cooling. Seem.

つまりフォグ衝突時の液滴空間率をｆｌ≦１０−３の範
囲とする必要のあることがわかるＯまた、ストリップの
板厚を０．７間以外に、０．ｆｉｍｍから（１，１ｍｍ
までの範囲で変え上記のフォグ冷却による形状実験を行
ったが、結果は、０゜７羽の場合とほぼ同じく、液滴空
間率ｆｌ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ｆｌ　＝≦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。In other words, it is clear that the droplet porosity at the time of fog collision needs to be in the range fl≦10-3.Also, the thickness of the strip should be set to 0.7 to 0.7. From fimm (1,1mm
We conducted a shape experiment using fog cooling as described above, but the results were almost the same as in the case of 0°7 wings, and when the droplet space ratio fl exceeds 10''3, shape defects often occur. On the other hand, it has been confirmed that no practical problem occurs in the range of fl = 10-3.

続いて、フォグの液滴径の検討を行った。Next, we investigated the fog droplet diameter.

竪型炉においてフォグ冷却を行う場合には、液滴径が大
きいと、液滴がストリップ表面に沿って重力で流下し、
そこに衝突する次段のフォグ冷却作用に悪影響を及ぼす
はがりが、７オグの回収も困難となることが考えられる
。When performing fog cooling in a vertical furnace, if the droplet diameter is large, the droplets will flow down by gravity along the strip surface.
It is conceivable that the flakes that collide with the fog and have a negative effect on the fog cooling effect of the next stage will make it difficult to recover the 7 og.

竪型炉において、実際に水滴を用いてフォグ冷却を行っ
たところ、液滴径が８００１１ｍを超えると多段スプレ
ーの下段フォグの衝突域に液滴の流下が生じ、下方フォ
グに悪影響をもたらすことがわかった。When fog cooling was actually performed using water droplets in a vertical furnace, it was found that if the droplet diameter exceeded 80011 m, the droplets would flow down into the collision area of the lower fog of the multi-stage spray, causing a negative effect on the lower fog. Understood.

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ｉＲ度となる場合には、次式（Ａ）が成立する
。Generally, when a droplet existing in a gas falls due to the action of gravity and has a constant iR degree, the following formula (A) holds true.

Ｕ””　”−”＝　ｇｄ２−（Ａ） １８　　　μ Ｕ：沈降速度　　　　μ：粘性係数 ｇ：爪力加速度　　　ｄ：液滴径 ρ１８液滴密度　　　　ρ：ガス密度 式（４）に、！ｆｌ験のフォグ条件を代入すると。U"""-"=gd2-(A) 18 μ U: Sedimentation velocity μ: Viscosity coefficient g: Claw force acceleration d: Droplet diameter ρ18 Droplet density ρ: Gas density In formula (4),! Substituting the fog conditions of the fl experiment.

ρ１　＝　１０００　ｋｇ／ｍ３（水）ρ　ニー１．２
　ｋｇＷ／ｍ３　（空気）μ　＝　１．８　Ｘ　１１０
−５Ｊｃ／Ｂ−６（空気）であり、ｔｉ＝３００ＸＩＯ
−’ｍトｔルト、 この伏態でのＵは、 Ｕ＝−λ〜×］、０００ぜ＋×９．８刈３００Ｘ１０−
６　）中Ｌ　７ｍ／８１８　　１．８×１０ でありＨＮガス（Ｈ２ｓ％、ＮＦ４９５係）にあっては
、ｐ　＝　１．１　ｋｖｗ／ｍ３．　ｐ　＝　１．８　
Ｘ　ｔｏ−５ｋｔｉ／ｍ−ｓであるから同様にして Ｕ　＝　、　Ｘ　７．、　Ｘ　９．８Ｘ（３００Ｘ１０
−６　）２−Ｈ２，７ｍ／ｓが与えられる。ρ1 = 1000 kg/m3 (water) ρ knee 1.2
kgW/m3 (air) μ = 1.8 x 110
-5Jc/B-6 (air), ti=300XIO
-'m tort, U in this prone position is U=-λ~×], 000ze+×9.8 cut 300X10-
6) Medium L 7m/818 1.8×10 and for HN gas (H2s%, NF495 ratio), p = 1.1 kvw/m3. p = 1.8
Since X to -5 kti/m-s, similarly, U = , X 7. , X 9.8X (300X10
-6) 2-H2,7 m/s is given.

つまり、沈降速度がほぼ２．７　ｍ／ｓを超えると下方
７オグ冷却に悪影響を与える。In other words, if the sedimentation velocity exceeds approximately 2.7 m/s, it will adversely affect the downward 7 og cooling.

ごこで・液滴の沈降速度が、２・７　ｍ／ｓを超えない
液滴径ｄは次式色） なお、フォグのスプレーノズルがら吐出される液滴径に
は、分布がある。一方フォグスプレーによる冷却は・流
体力学釣場によって決まるため、次式（０）で定惰され
る体積平均粒径を液滴径ｄとして採用するを要する。The droplet diameter d is determined by the following formula: The settling speed of the droplet does not exceed 2.7 m/s.) Note that there is a distribution in the droplet diameter ejected from the fog spray nozzle. On the other hand, since cooling by fog spray is determined by the hydrodynamic fishing location, it is necessary to use the volume average particle diameter fixed by the following equation (0) as the droplet diameter d.

ここで、ｎ（２）は、ｌ’＋２径Ｘの液滴数である。Here, n(2) is the number of droplets with l'+2 diameter X.

以上のように実験的にフォグ条件が％定まったので、フ
ォグによるスプレー冷却システムの検討を行った。As the fog conditions were determined experimentally as described above, we investigated a fog-based spray cooling system.

まず・液滴を生成する方法には、捕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った
。First, there is a method of generating droplets using a special nozzle, and it has been found that both a one-fluid fine spray nozzle and a two-fluid fine spray nozzle satisfy the droplet diameter condition.

ｌ流体微噴霧ノズルを用いてフォグ冷却を行う場合には
液滴を生成して、大風量のプロアによりストリップに衝
突させる方法による。従って液滴１生成装置とは別に第
２図に示すような吹付はシステムが必要である。When fog cooling is performed using a fluid fine spray nozzle, a method is used in which droplets are generated and made to collide with the strip using a blower with a large air volume. Therefore, a spraying system as shown in FIG. 2 is required in addition to the droplet 1 generating device.

また２流体微噴霧ノズルを用いる場合には第８図に示す
ように吹付は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ォグ冷却システムが我身し得る
ことが確認された。何れにせよ、吹付けに使用したガス
はストリップの横方向から回収し、再使用され得る〇 第２図は、１流体畝噴霧ノズルを使用した場合・・・の
吹きつけ例を示す０ストリツプｌは、ロール２により下
方へ移動しつつあり、このストリップｌにノズル８によ
り生成された微噴霧状の液滴がブロア６により送られる
ガスにより、フォグとして吹きつけられる０このガスは
、ノズル８の後方に・位置するチャンバ４を介して吐出
される。Furthermore, when using a two-fluid fine spray nozzle, as shown in FIG. 8, a spraying system is not necessarily required, and it has been confirmed that a fog cooling system can be achieved by using only the gas discharged from the nozzle. In any case, the gas used for spraying can be recovered from the lateral direction of the strip and reused. Figure 2 shows an example of spraying when a 1-fluid ridge spray nozzle is used. is being moved downward by the roll 2, and the fine atomized droplets generated by the nozzle 8 are blown onto this strip 1 as fog by the gas sent by the blower 6. It is discharged through a chamber 4 located at the rear.

吹きつけ後７オグは、竪型炉の側復に設けた回収チャン
バ６により回収され、分離器フ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４ｆ１
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である。After spraying, the 7 og is recovered by the recovery chamber 6 installed on the side of the vertical furnace, separated into liquid and gas by the separator f, and the gas is sent to the floor 5 again.
10 and sent to the nozzle again by pump 9,
Also, the new liquid tank 11 is to be replenished.

第８図は、２流体微噴霧ノズル１８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１８へ送給された液と混合して噴霧される。ただ
１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
６ツブの厚さ、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、７オグσ〕スプレ一条件を
変更して、対処するのであり、またストリップの幅方向
に温度差を生じ、その温度不均一によりストリップの形
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７オグのスプレー
条件を変更して対処する必要がある。FIG. 8 shows a system using a two-fluid fine spray nozzle 18. In this case, gas is sent from the blower 15 directly into the nozzle through the pipe 12, and is separately sent to the nozzle 18 by a pump 9. It is mixed with the liquid and sprayed. However, since a normal two-fluid fine atomizing nozzle requires a considerably large gas pressure, the blower 15 is a six-tube blower that requires a higher pressure blower than the blower 5 in Figure 2 for one-fluid fine atomization. In response to changes in the thickness, line speed, or target temperature before and after the cooling zone, the 7 og σ] spray conditions are changed to accommodate changes in the temperature difference in the width direction of the strip. It is necessary to change the 7 og spray conditions when the shape of the strip deteriorates due to temperature non-uniformity, or when the target cooling zone outlet side plate temperature differs from the measured outlet side plate temperature.

この本発明は１以上述べたようなストリップの冷却制御
方法を提供することを目的とするものである。まずスト
リップの厚さ、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ォグ冷却の制御方法としては、次
の８通りの具体的手段が優れ実用的でもある。It is an object of the present invention to provide a method for controlling the cooling of a strip as described in one or more of the above. First, the following eight specific methods are excellent and practical as methods for controlling fog cooling when changing the strip thickness, line speed, or target temperature before and after the cooling zone.

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）　ｔ　（２）・・
・に）のようにわけて、ストリップの条件などにｔ本あ
わゼで、使用するグループ数すなわち冷却に必要な７オ
ダ鴬を計算し、必要となるグループだけを稼動して、ス
トリップを冷却する方法である。The first method, as shown in FIG.
- Calculate the number of groups to be used, that is, the 7 units required for cooling, based on the strip conditions, etc., and operate only the necessary groups to cool the strip. It's a method.

この方法は、フォ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って
しまうという欠点はあるが、スプレー条件（ブロアに′
ｔａ、、液滴空聞率等）を変えないでよいのでパルプ類
の煩帷な操作が一必要でなく、グループごとの０Ｎ−Ｏ
ＦＦ制御だけでよいという利点がある。This method does not change the fog spray conditions, so the cooling rate changes depending on the plate thickness even at the same line speed.
Since there is no need to change the droplet void ratio, etc.), there is no need for complicated operations on pulp, and ON-O for each group is not required.
This has the advantage that only FF control is required.

この場合第４図では１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。In this case, in Figure 4, it depends on various conditions such as the dimensions of the primary coil, line speed, and target plate temperature before and after the cooling zone.

上位計算機１６で、必要グループ数を算出し、ストリッ
プの変更点の通過に伴ｉ／’ｂ　７オグスプレーによる
冷却帯の１！！！用グループ数を変更するシステムとな
っている。The host computer 16 calculates the required number of groups, and as the strip passes the change point, 1 of the cooling zone by i/'b 7 og spray! ! ! The system allows you to change the number of groups used.

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、ストリップの変更点がフォグ冷却帯を通
過する時点で、下位側７１１１％ループ１７によりグル
ープにのブロアとポンプを停止さゼて、グループにのフ
ォグ冷却を止めることとなる。If the upper computer 16 decides that group k will not be used in the next coil, the lower side 7111% loop 17 will stop the blower and pump for the group at the point when the strip change point passes through the fog cooling zone. , will stop fog cooling for the group.

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０Ｎ−ＯＦＦ制御を行うのでＯまなくテフロア５の
１虱縦を制御し、ストリップ２へのフォグの衝突速度を
制イＭＩ　Ｌ、て、冷却能力を変えるものである。The second method, also shown in FIG. 4, is to perform ON-OFF control for each group, so that one vertical direction of the floor 5 is controlled without any delay, and the speed at which the fog collides with the strip 2 is controlled. This changes the cooling capacity.

＠５図栂は、液滴径５０声ｍ程度の水によるフォグスプ
レーのｇ筒中量率ｆｌを１０−４程度とし、棟々の衝突
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ｄを測定した結果である。衝突速度Ｕが５１
１１／８以下では、α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、ｄも当然増すことになる。@5 Figure Toga sprayed fog spray with water with a droplet diameter of about 50 m at a g-cylinder weight rate fl of about 10-4, and sprayed it on a steel plate heated to about 700℃ at a collision speed of the ridges. ,
These are the results of measuring the heat transfer coefficient d. Collision speed U is 51
Below 11/8, α becomes small and the cooling capacity becomes small, but as U becomes large, d naturally increases.

つまり、第４図において、グループ別の０Ｎ−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。In other words, in FIG. 4, the cooling capacity can be controlled over a wide range simply by controlling the air volume of the blower 5 without performing ON-OFF control for each group.

第８番目の方法は・再び第４図の例において・ノズル８
からのフォグの量をポンプＰによって制御し・衝突速度
は変えずに、フォグ中の液滴空間率ｆｌを変えて冷却の
制御を行う方法である。The eighth method is - Again in the example of Figure 4 - Nozzle 8
In this method, the amount of fog from the fog is controlled by the pump P, and the cooling is controlled by changing the droplet space ratio fl in the fog without changing the collision speed.

つマリ、ストリップへの７オグの衝突速度は一定でも、
フォグ中の液滴曖を変えることにより、ストリップから
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すき、実験した結果を示した
ものであり、液滴径５０μｍ程匣の水による７オグスプ
レーの衝突速度］　Ｏｍ／ｓとし、種々の液滴空間率ｆ
ｌでストリップに衝突させ冷却能力を測定した結果であ
る。Even though the collision speed of 7 og on the strip is constant,
This is a method of controlling cooling by changing the vaporization latent heat removed from the strip by changing the density of the droplets in the fog. ◎ Figure 6 shows the results of an experiment based on this idea. Collision speed of 7 og spray with water in a box with a droplet diameter of 50 μm] Om/s, and various droplet void ratios f
This is the result of measuring the cooling capacity by colliding with the strip at 1.

ｆｌ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・）な冷却能力しか得られないけれども、ｆｌ
が大きくなるにしたがって、αも大きくなり、冷却能力
が増すことがわかる。なおｆ７＞１０″′３ではストリ
ップの形状が悪化しやすいことはすでに第１図で示した
とおりである〇 上記・フォグの衝突速度Ｖを変える方法または、フォグ
中の液滴空間率ｆｌ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
ｒｌｆｌ後の目標板温が変わるストリップが連続的に接
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、それらストリップの冷却条件を満足す
るフォグスプレー条件を計算し、ス）　ＩＪツブの変更
点の通過に伴い、下位ｆ１７１Ｊ　？ｆ［ｌループ１７
を介してフォグスプレーの条件を順次変更していくこと
となる。If fl is less than 10-5, the cooling capacity is almost the same as that of normal gas cooling.
It can be seen that as α increases, α also increases, and the cooling capacity increases. As already shown in Figure 1, when f7 >10'''3, the shape of the strip tends to deteriorate. 〇The above-mentioned method of changing the fog collision speed V or changing the droplet space ratio fl in the fog By adopting the methods individually or simultaneously, when strips with varying thickness, line speed or target plate temperature after cooling rlfl are connected in succession and pass through the cooling zone--in the host computer 16 of FIG. , calculate the fog spray conditions that satisfy the cooling conditions of those strips, and calculate the fog spray conditions that satisfy the cooling conditions of those strips.
The fog spray conditions will be changed sequentially through the following steps.

この１１川１皿と、すでに述べたノズル群のグルシープ
制副をあわせて、上位計（１機において、たとえばＦ（
Ｐ、Ｗ、Ｎ）＝Ｇ（Ｔ、Ｖ、θ１．θ２）−＝（Ｄ）こ
こに、 Ｐニブロア吐出圧力 Ｗ：フォグ水量 Ｎ：使用フォグノズル段数 Ｔ：板厚 Ｖニライン速度 θ１８冷却帯入側板温 θＱ：Ｉ　　出側板温 で示されるような関係式を持って、７オグスプレ一条件
Ｆ（Ｐ、Ｗ、Ｎ）を決定する制御ももちろん可能である
。Together with this 11-river one plate and the already mentioned nozzle group's gursheep type sub, the upper total (in one machine, for example, F (
P, W, N) = G (T, V, θ1. θ2) - = (D) where, P Ni blower discharge pressure W: Fog water amount N: Number of fog nozzle stages used T: Plate thickness V Ni line speed θ18 Cooling zone entry side plate Of course, it is also possible to perform control to determine the 7-og spray condition F (P, W, N) using the relational expression shown by temperature θQ:I outlet plate temperature.

また実際の７オグ冷却の使用においては、冷却１・・速
度が板厚０．８簡の鋼板で、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７オダ
条件を満足するフォ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、フォグ冷却帯出側の
ストリップに形状不良が生じることが時折観察された。In addition, in actual use of 7 og cooling, the cooling rate is 300°C/s or more for a steel plate with a thickness of 0.8 sq., so the 7 og condition described above must be met. Even if a satisfactory fog spray is used for cooling, the strip on the exit side of the fog cooling zone may become defective due to nozzle clogging, blower malfunction, uneven temperature in the width direction of the steel plate on the cooling zone entrance side, etc. was occasionally observed.

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８による板幅方向
のフォ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
によっても、同様の効果が得られた〇 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８および／また
はチャンバ４の幅方１・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。Therefore, as shown in Fig. 4, a temperature measuring device 18, 19 in the board width direction is installed on the inlet side and/or outlet side of the cooling zone. By controlling the amount of fog generated in the direction, that is, the droplet void ratio, we succeeded in equalizing the temperature of the plate on the exit side of the cooling zone. In addition, a similar effect can be obtained by controlling the discharge amount from the blower 5 in the width direction. The temperature difference in the width direction of the side plate is taken into the upper computer 16, and after calculation, the pump and/or blower is controlled via the lower control loop 17, and the discharge is performed in the width direction 1 of the nozzle 8 and/or the chamber 4. By changing the amount, the plate temperature on the exit side of the cooling zone can be made uniform.

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。FIG. 7 is a top view of FIG. 4, and shows an example of control in the board width direction.

ノズル８には１幅方向の配管それぞれにコントロールパ
ルプ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、チャンバ４内のバ々７ライ弁２１で
制御するシステムである。The system is such that the nozzle 8 is controlled by providing a control pulp 20 in each of the pipes in one width direction, and the amount of air blown in the width direction from the blower 5 is controlled by a separate valve 21 in the chamber 4.

・二のような、板幅方向の制御を行うことにより、スト
リップの形状不良の発生率が第８図に示すように、０．
５俤から０．１１程度に改善され得た。- By performing control in the strip width direction as shown in 2, the occurrence rate of strip shape defects can be reduced to 0.0 as shown in FIG.
This could be improved from 5 to about 0.11.

なおこの形状不良発生率は、冷却コイル全数に対する百
分率で示しである。Note that this shape defect occurrence rate is expressed as a percentage of the total number of cooling coils.

また、冷却帯出側の板温計を利用して、フォグ冷却帯の
冷却能力の修正も可能となる。つまり・前もって式（Ｄ
）で計算されたブロア吐出圧力、７オグ水量、使用７オ
グノズル段数で、冷却を行った場合、目標とする冷却帯
出側板温θ２と実測の出側板温の偏差から、ダイナミッ
クにフォグ冷却の緒％諸粂件を修正し、冷却能力を変え
て、実測の出側板温を目標出側板温θ２に４しくなるよ
うに制御することももちろん可能である。It is also possible to modify the cooling capacity of the fog cooling zone by using the plate thermometer on the outlet side of the cooling zone. In other words, the formula (D
) When cooling is performed using the blower discharge pressure calculated by 7 og water flow and the number of 7 og nozzle stages used, the fog cooling start% is dynamically calculated based on the deviation between the target cooling zone outlet plate temperature θ2 and the measured outlet plate temperature. Of course, it is also possible to correct the various conditions and change the cooling capacity to control the actually measured outlet plate temperature to be approximately equal to the target outlet plate temperature θ2.

その他、７オグ冷却の熱伝達モデル式 ％式％（） を用いて、フォグ冷却の制御を行う場合、ストリップラ
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■）の妥当性を検定し、弐〇
）のＦ（Ｐ、Ｗ）中の係数′を修正すが可能となる。In addition, when controlling fog cooling using the 7 og cooling heat transfer model formula % formula % (), from the strip line speed, the plate temperature on the inlet and outlet sides of the cooling zone, and -fog spray condition 2, the formula It becomes possible to test the validity of (2) and correct the coefficient ' in F(P, W) of (2).

ここで−？Ｙｐ、Ｗは、プロア吐出圧力Ｐ、フォグ水ｌ
檜Ｗにおける平均熱伝達係数αであり、この値を用いて
、７オグ冷却の計算を行うことになる。Here-? Yp, W are proa discharge pressure P, fog water l
This is the average heat transfer coefficient α in the cypress W, and this value will be used to calculate 7 og cooling.

以上；べべたようにこの発明によれば帯状金属板の厚さ
、ライン律度、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、７オグ縫、フォグ
スプレーの金ｉｆへの衝突法（９）およびフォグ中の液
筒中１ｉ４１率のうち少くとも一つを変更するごとによ
り、金属帯に形状不良を発生させることなく金属帯のフ
ォグ冷却を制御することができる。As mentioned above, according to this invention, when changing the thickness of the strip metal plate, the line temperature, or each target plate temperature before and after the cooling zone, or correcting the deviation from the target plate temperature, or when changing the metal strip width. When modifying the temperature in the direction, by changing at least one of the following: 7 og stitching, the method of collision of fog spray with gold if (9), and the 1i41 ratio in the liquid cylinder in fog, the shape of the metal band is defective. It is possible to control the fog cooling of the metal strip without causing any

【図面の簡単な説明】[Brief explanation of drawings]

１ｉＡ１１’、２１４まストリップへ衝突する７オグの
衝突法。 度Ｖと、衝突時のフォグの液滴空間率ｆｌとが、ストリ
ップの形状に及ぼす影響を示すグラフ、第２図％第８図
は７オグスプレーシステムの各別個の説明図であり、 第４図はノズルブロアの制御システム図であって、 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脱１１１図であり
・ 第８図は幅方向の冷却制御のイｊ無による杉状不良発生
率の関係グラフである０ 特ｈ１出願人　川陶製鉄株式会社 第」図 第２図　　　　第３図 第４図 第５図 Ｉ＃喫１→（ｍｉｓ）1iA11', 7 og impingement method to impinge on the 214 strip. Figure 2 is a graph showing the influence of degree V and droplet void fraction fl of the fog at the time of impact on the shape of the strip. The figure is a diagram of the nozzle blower control system, and Figure 5 is a graph of the relationship between collision speed and cooling capacity. Figure 6 is a graph of the relationship between droplet space ratio and cooling capacity, Figure 7 is a diagram showing an example of cooling control in the width direction of the plate, and Figure 8 is a graph showing the relationship between cooling control in the width direction. A graph showing the relationship between the occurrence rate of cedar-like defects.

Claims (1)

【特許請求の範囲】 ′Ｌ　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）式であられした体積平均液滴径ｄが、下記
（，２）式を満たす範囲内のフォグを・−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！≦１（１−３の条件にて吹付ける、帯状電属板の
フォグ冷却にあたり、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、上記フォグの縫、板面への衝突ｄ（
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、金属帯のフォグ冷却ｔｌｉｌＪ御ガ
法。 ここに％ｎは直径Ｘの液滴数をあられす０式中、μ：ガ
スの粘性係数（−７ｍ−８）ρ！：液密度　　　　（ｍ
／ｍ３） ρ：ガス密度　　　（１） ｇ：重力加速Ｉｖ（Ｉｎｋｓ”）[Claims] 'L Fog within a range where the volume average droplet diameter d calculated by the following equation (1) satisfies the following equations (, 2) for a belt-shaped metal plate heated in a continuous heat treatment furnace or the like. is generated by a fluid fine spray nozzle and/or a two-fluid fine spray nozzle, and the droplet void ratio f! is determined by the volume ratio of droplets and gas under the spray. ≦1 (For fog cooling of a strip metal plate sprayed under the conditions of 1-3, change of the thickness of the strip metal plate, line speed or each target plate temperature before and after the cooling zone, and actual measured plate temperature for the target plate temperature. When correcting temperature deviations and temperature differences across the board width, the above-mentioned fog stitching and collision with the board surface d(
A method for fog cooling of a metal strip, characterized by changing at least one of the following: degree of fog cooling and droplet porosity. Here, %n is the number of droplets with diameter X. In the formula, μ: viscosity coefficient of gas (-7m-8) ρ! :Liquid density (m
/m3) ρ: Gas density (1) g: Gravitational acceleration Iv (Inks”)