JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）p. 40-45

高水量密度冷却の制御圧延への適用
Applying Intensive Cooling with High Water Flow Rate for ControlledRolling
上岡悟史

UEOKA Satoshi

JFE スチール中田直樹

NAKATA Naoki

JFE テクノリサーチ

取締役西日本ソリューション本部長・博士（工学）

圧延・加工プロセス研究部

日野善道

HINO Yoshimichi

JFE テクノリサーチ

計測ソリューション本部

スチール研究所主任研究員（副部長）

CAE センター

主査

要旨
厚鋼板の制御圧延では，低温圧延に起因して生産性の低下が発生する。従来は，シャワー状の冷却で低温圧延開始までの時間を短縮していたものの，水量密度の少なさゆえに冷却速度が限られかつ全体を均一に冷却することができなかった。そこで，高張力鋼の生産性向上のためにミル直近において高速で冷却する技術の可能性についてラボ実験で検討した。

Abstract:
In conventional controlled rolling, time loss is generated during controlled passes by shower cooling. The shower
cooling caused less uniform cooling because of less amount of water flow. In order to quantify cooling performance ofintensive inter-pass water cooling, which was introduced as effective method for increase of productivity of highstrength steel plate, laborator y tests were conducted. Intensive inter-pass cooling, which has high cooling
performance, is possible to achieve improved production in controlled rolling.

1． はじめにで温度調整のための冷却待ちの発生により生産能率が低下するという問題がある。制御圧延材の冷却待ちの時間を短造船，エネルギー，建築などの分野で用いられる鋼板は，縮する手段としては，従来からシャワー状の水を供給して冷需要家からの高強度化，高靱性化などの要求がますます高却する技術があるが ，水量密度が少ないゆえ冷却速度がまり，それに応えるべく，高張力鋼の商品開発が進められて限られ，しかも鋼板全体を均一に冷却することが難しい。高いる。鋼板を高強度化する方法の一つとして，Nb，V，Mo能率な冷却を行うためには，水量密度の高い冷却を適用すなどの元素を添加して，固溶強化，析出強化を図る方法がる必要があるが，表面温度がより高い，例えば 1 000℃以上あるが，近年は，これらの強化元素の価格上昇が著しく，製での冷却実験を行った研究は限られており，水量密度も限造コストを押し上げるという問題がある。こうしたニーズかられた範囲（0.033 m /m s 以下）で行われていた 。一方，ら，高強度化のもう一つの方法として，制御圧延（Controlled

薄鋼板の仕上圧延が完了するよりも前に鋼材を冷却する技Rolling） や 制 御 冷 却（Controlled Cooling） な ど の TMCP術として，粗圧延最終スタンド出側での水冷や，仕上スタ（Thermo Mechanical Control Process）技術

1）の開発，適用

7）

3

2

ンド間での水冷の実機への適用事例報告はある

8）

9-11）

。しかし，が進められてきた。このうち，制御冷却では，鋼板に大量より高温で板厚が厚い薄鋼板の粗圧延のパス間や，厚鋼板の冷却水を供給して高い冷却能力を得る方法などが実用化の圧延パス間での冷却の必要性や課題などについては，ほされている

2-4）

。

とんど議論されてこなかった。

一方，制御圧延は，オーステナイトの未再結晶温度域で本報では，このような背景に基づき，板厚が比較的厚く加工を加えることによって転位を蓄積し，結晶粒界だけでな高温の鋼板に圧延パス間での冷却によって生産能率の高いく結晶粒内にも変態の核生成サイトを発生させて組織を微制御圧延を実現する可能性を探るべく，基礎的な検討を行っ細化させて強度の向上を図る技術であり，制御冷却よりも早た結果を示す。高水量密度での水冷実験によって，鋼板表くから，実機に適用された。未再結晶温度域で与える歪が面温度 850～1 100℃という比較的高い温度域での冷却能力大きいほど，そして加工温度が低いほど組織が強化されの定量化を行った。

る5, 6）。制御圧延材の製造では，一般の圧延材よりも仕上圧延温度を低く設定しているので，多くの場合，圧延の途中2018 年 2 月 9 日受付－ 40 －
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高水量密度冷却の制御圧延への適用

図 1 従来の制御圧延の搬送方法
Fig. 1

図 2 強冷却制御圧延の搬送方法

Plate transfer in conventional controlled rollingFig. 2 Plate transfer in controlled rolling with intensive watercooling

2． 制御圧延での生産能率向上の課題
2.1

率の大幅な向上を図ることができる。図 2 に示すようなプロ制御圧延での生産能率低下の問題

セスを実現するためには，水冷，圧延，材質など多くの課図 1 に，厚鋼板の制御圧延材の搬送パターンを模式的に題がある。水冷に関しては，鋼板全体を急速かつ均一に冷示す。リバース式の圧延機で成形，幅出しを行い，さらに却する技術を確立することが第一である。しかも，その冷却所定の板厚まで粗圧延を行った後に，放射温度計で鋼板の能力を正確に把握し，精度のよい温度制御を行うことが重表面温度 Ts を測定する。この時，測定値が制御圧延開始の要である。また，圧延で反りが発生しないよう，鋼板上下面目標温度 T1 よりも高ければ，冷却待ちが発生する。制御圧の温度差は適正な範囲内に抑える必要がある

延開始までに必要な温度降下 ΔT（＝Ts－T1）が小さければ，方式では，鋼板表面近傍で温度の急降下と上昇（復熱）がそのまま空冷待機するが，ある程度以上大きければ，搬送繰り返され，従来とは大幅に異なる温度履歴となる。制御方向下流側にある温度調整用の冷却設備まで搬送して，水圧延を行う様々な鋼種に対して，特に表面近傍で材質上の冷を行う場合がある。

問題がないかを確認することもまた重要である。

12）

。この冷却

この冷却設備は，圧延中の鋼板に反りなどが発生した場

一方，冷却と復熱を繰り返していると，鋼板内部の温度合，衝突して破損するおそれがあるので，通常，圧延機かの把握がしにくくなる。圧延温度を従来と同じように放射温ら数十 m 離れた位置に設置されている。冷却待ちの時間と度計による表面温度の測定値で管理することの是非についは，鋼板を圧延機と冷却設備の間を搬送する時間，水冷をても議論する必要がある。このうち，本研究では，リバース行う時間，復熱させて目標の温度まで冷却できたことを放射

圧延のパス間で高温の鋼材を効率よく水冷するための条件温度計で確認するまでの時間の合計のことを言い，一般のを明らかにすることを目的として，高水量密度での冷却実験圧延材に比べて生産能率を低下させている原因でもある。

を行った。

鋼板の反り発生の問題に対処したうえで，圧延機から冷却設備までの距離を短くして搬送時間を短縮すること，水3． 水冷実験による冷却能力の確認

冷を強化して冷却時間を短縮すること，さらには水冷の精度を上げて復熱の確認を不要とすることなどが，生産能率向3.1上のためには有効である。

図 3 に冷却実験装置を，表 1 に実験条件を示す。試料は，

2.2

実験装置および実験条件

冷却時の変態やスケールの生成・剥離による不安定要素を圧延機直近での冷却の課題

排 除 す る た め，SUS304 の 鋼 板 と し た。 寸 法 は， 板 厚

図 2 に，制御圧延材で温度調整する際の待ち時間を短縮

30 mm，板幅 280 mm，長さ 600 mm とし，加熱温度や冷却して，生産能率を向上させる圧延方法の概念を示す。圧延時 の 温 度 変 化 を 測 定 するた め に，外 径 1.6 mm，素 線 径機の直近に冷却設備を設置し，圧延パス間で鋼板に冷却水0.25 mm のシース型 K 熱電対を表面から 2.5 mm の深さにを供給して，その搬送中に大きな温度降下が得られるような埋め込んだ。

強冷却を行えば効果的である。

冷却水は，水温を 30℃に調節した貯水槽からポンプでヘッ

この冷却を複数のパスで適用すると，制御圧延開始までダに供給した後，300 mm 四方のヘッダ噴射面に多数設けたに必要な温度降下 ΔT を小さくすることができる。その結果，ノズルから放出した。ノズル型式としては，直径 ϕ 3 の孔型

温度調整のための待ち時間を大幅に短縮でき，場合によっノズルのほか，内径 ϕ 3，ϕ 6 の円管ノズルを用いた。そのピッては遠方のシャワー冷却設備への搬送も省略でき，生産能

チは鋼板の搬送方向 25 mm，幅方向 30 mm の密配置を基本－ 41 －

JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

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図 3 強冷却実験装置
Fig. 3 Schematic illustration of laboratorial intensive coolingtest表 1 強冷却実験条件
Table 1 Water cooling condition in laboratory tests
Specimen

SUS304 30 ×280 ×600tw

Cooling area

300 mm×300 mm

Nozzle typeϕ 3 hole-type
ϕ 3 circular-pipe
ϕ 6 circular-pipe

Reheating temperature

1 200˚C

Cooling start temperature

1 100˚C

Water temperatureL

図 4 流量密度の影響（ϕ 6 パイプノズル，近接配置）
Fig. 4 Effect of water flow rate on cooling performance(ϕ 6 circular-pipe, closely arrangement)

30˚C
32

Water flow rate

0.17〜0.39 m /m sInjection distance

50〜300 mm

Transfer speed

1.0 m/s

るまでの 30 秒間の温度降下と，同じ時間空冷が続いたとして計算される温度降下との差 ΔT として求め，評価した。本
実験の温度範囲では，鋼板の熱物性値はほぼ一定と見なすことができ，水冷開始時と 30 秒後の温度分布のかたちがほとし，ϕ 6 ノズルでは搬送方向 50 mm，幅方向 60 mm としぼ同じであるから，水冷による熱移送量は ΔT に比例して求た粗配置でも実験を行った。冷却水の水量密度は，冷却面められる。したがって，ΔT は冷却能力評価の実用的な指標内に投入される単位面積単位時間あたりの水量と定義し，である。以下に各種冷却条件が ΔT に及ぼす影響を示すが，320.17 m /m s を基本とした。ϕ 3 ノズルよりも圧力損失の小さ
32ΔT は概ね 15～30℃の範囲内で変化した。ϕ 6 ノズル密配置

い ϕ 6 ノズルについては，0.17～0.39 m /m s の範囲で冷却の噴射面でより高い水量密度まで条件を拡げて実験を行っ能力を調査した。

た結果を図 4 に示す。上面冷却では，流量が増えるにつれノズル先端と鋼板の被冷却面との距離は 50 mm を基準とて水膜の抵抗が増すので冷却能力の向上効果はだんだんとし，上面冷却では 300 mm，下面冷却では 100 mm まで離し小さくなり，0.25 m /m s 以上では温度降下 ΔT がほとんどた条件まで確認した。冷却実験は，上下面それぞれ別々に変わらなくなった。

32

一方，下面冷却では冷却水の滞留がないため，冷却水の行い，冷却能力を評価した。電気炉で 1 200℃に加熱した鋼板を取り出して搬送台車にセットした後，熱電対温度が新陳代謝は円滑に行われたと考えられ，今回の実験条件の1 100℃となった時に搬送を開始し，冷却ゾーンを 4 回（2範囲では温度降下増大の限界は確認されなかった。

往復）通過させた。各搬送の間は，復熱のために 30 s 以上

図 5 に，冷却水の噴射距離が温度降下 ΔT に及ぼす影響の待機を行った。搬送速度は 1.0 m/s として，水冷時間 0.3 sを示す。ΔT は，噴射距離が長くなるほど小さくなり，そのを確保した。2～4 回目の冷却開始温度は，1 000℃，900℃，

傾 向 は 高 温 域 の 方 が 強 い。 上 面 冷 却 で は，噴 射 距 離 が800～850℃程度であった。冷却水は，ヘッダから高速で噴200 mm を超えると ΔT の減少傾向は弱まる。一方，下面冷射されるため，鋼板に衝突した後は大きく跳ね返り，搬送ラ

却では，鋼板へ到達した後の落下冷却水が新たに供給されインから外へ飛散した。上面冷却では，その後，液滴となっる冷却水を干渉して，鋼板への到達を阻害する。この傾向ていくらか残る滞留水や，外部で跳ね返って再び鋼板上には 噴 射 距 離 が 長 い ほど 大 きく，噴 射 距 離 を 50 mm から降りかかる飛散水がいくらかあったが，冷却水噴射領域の100 mm に延ばした時，下面冷却での温度降下 ΔT は，上面入出側でのエアスプレー噴射によって完全に排除した。

冷却よりも大きな比率で低下した。

3.2

図 6 に，ノズル型式およびその設置密度による冷却能力

実験結果の違いを示す。まず，上下面に共通した傾向としては，温冷却能力は，水冷開始時から水冷後の復熱がほぼ終了す
JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

度降下 ΔT は，ノズルの総数が少ない ϕ 6 ノズル粗配置とし－ 42 －

高水量密度冷却の制御圧延への適用

図 7 圧延・冷却実験の概要
Fig. 7 Schematic illustration of laboratorial rolling and watercooling test
表 2 圧延・冷却実験条件
Table 2Rolling and cooling conditions in laboratory tests
70 ×120 ×320t

Size of specimen
Reheating temperature
Rolling schedule32
図 5 噴射距離の影響（ϕ 3 孔型ノズル，流量密度 0.17 m /m s）

Rolling temperatureL

1 200˚C
70 → 50 → 43 → 34 → 24 → 17 mm

Rolling speed

Fig. 5 Effect of injection distance on cooling performance32(ϕ 3 hole-type, water flow rate 0.17 m /m s)W

0.5 m/s
1st pass at 1 080˚C, 4th pass at 900˚C

Water cooling

Before 3rd pass (optional)

Water supply

Upper side 2.0 litter/s
Lower side 2.3 litter/s

4． 圧延と冷却を組み合わせた実験
4.1

実験装置および実験条件

ミルの入出側で強冷却を行うと，表層付近の温度が急激に降下し，従来と異なる温度履歴となり，目的とする材質が得られなくなることが懸念される。ミル直近冷却が材質に及ぼす影響を調査するため，熱間圧延機を用いて制御圧延を模擬した実験を行った。
図 7 に冷却実験装置を，表 2 に実験条件を示す。供試材には，C 0.145％，Si 0.25％，Mn 1.10％を含有する降伏強度
320 MPa クラスの汎用造船用鋼材のスラブから切り出したものを用いた。寸法は，板厚 70 mm，板幅 120 mm，長さ
図632

各ノズル形式の冷却能力の比較（流量密度 0.17 m /m s）

Fig. 6 Comparison of cooling performance in nozzle types
32(Water flow rate 0.17 m /m s)

320 mm とし，板幅中央かつ板厚中央に加熱温度や，圧延中の温度変化を測定するための熱電対を埋め込んだ。
これを電気炉で 1 200℃まで加熱した後，粗圧延を想定した 3 パスで計 51％の圧下を加え，板厚 34 mm とした。熱電対は圧延が進むと途中で破断する場合があるので，4 パス目た場合が最も小さい。残りの 3 種類のノズルでの ΔT は，上の開始タイミングは放射温度計でのモニターにより判断した。

面冷却では全てほぼ同等であり，下面冷却では ϕ 3 孔型ノズ

実験では放冷中の鋼板表面が 900℃を示した時点で板厚全ルが最もよく冷え，ϕ 3 円管ノズルと ϕ 6 円管ノズル密配置体が未再結晶温度域に入ったとみなし，制御圧延を想定しがほぼ同等であった。ΔT を温度域毎に比較すると，上下のた 2 パスの圧延を行い，計 50％の圧下を加えた。3 パス目

冷却能力には大差が見られないが，1 回目の 1 100℃での下と 4 パス目の間で空冷待機する場合を従来の冷却待ちをす

面冷却でのみ他の条件と比べて冷え難いことが明らかにる条件，3 パス目直前で水冷を行って 4 パス目までの待機がなった。

大幅に短縮される場合を，パス間冷却を行う条件として模擬した。そのパス間冷却は，水温を 30℃に調節した冷却水を貯水槽からポンプで供給し，市販の角吹きノズルより鋼－ 43 －JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

高水量密度冷却の制御圧延への適用

図 8 圧延・冷却実験時のサンプル中心部の温度履歴
Fig. 8 Measured temperature in laboratorial rolling tests(Center in thickness)

板上下面に向けてスプレー噴射して行った。両者とも，5 パス目が終了した後は放冷した。なお，リバース圧延の圧下設定は手動で行ったので，待機を行わない場合でも圧延パス間の時間は 30 秒程度かかった。

4.2

実験結果

図 8 に，1～3 パス目の圧延における鋼板の板厚中央での熱電対指示温度の変化を示す。圧延時に，加工発熱による

図 9 冷却後の温度変化若干の温度上昇が確認できる。3 パス目入側での水冷によるFig. 9温度降下は，板厚中央では圧延後の 15 秒程度の間に現れる

Change in temperature after water cooling

ことが確認できた。水冷による板厚平均の温度降下は，50℃程度である。一方，水冷を行わなかった場合は，3 パス目の激しいが，鋼板内部，例えば表面から 0.5 mm の深さでは，圧延後に 40 秒の空冷待機を行って，4 パス目の圧延を開始400℃程度までしか降下しない。図 9（b）に，板厚中心温度した。圧延による反りの発生は，パス間水冷の有無に関わらの解析結果を実験結果と比較して示す。両者とも圧延後ずほとんどなかった。また，表面外観の差は見られず，疵も10～15 秒かけてゆっくりと温度降下する傾向を示しており，発生していなかった。

温度履歴も良好な一致を示している。表面で冷却した効果

4.3が熱拡散により板厚中心まで伝わるのは圧延 10 秒後程度で水冷および圧延中の鋼板温度解析あって，その間の温度降下速度は解析では最大 8.6℃/s で本実験の結果をもとに温度解析を行い，水冷および圧延あった。熱拡散がほぼ終了すると，温度降下は鈍化し，空中の鋼板温度履歴を明らかにするとともに，水冷の効果が冷の状態に移行した。4 パス目の制御圧延は，3 パス目の圧発現する時間遅れについて定量評価する。

延後から 30 秒程度経過して開始したが，数値解析によれば，解析は，板厚方向の熱の流れのみを考慮した 1 次元差分モデルで行った。解析では，温度降下量が測定値と一致す

その時の板厚方向の温度分布は，4 パス目の圧延前に空冷で60 秒程度待機した条件とほぼ同じ状態であった。

るように，熱伝達係数や冷却時間などの境界条件を与えた。
2

水冷ゾーン長さを 0.3 m，水冷熱伝達係数を 20 kW/m K，5． 冷却の諸因子が冷却能力に及ぼす影響

その後，0.15 m を空冷の状態で走行し，圧延される条件とした。なお，実験ではスプレー噴射後の水の飛散が激しく，今回の実験でノズルの型式や配置によって異なる冷却能

必ずしも解析で仮定したように水冷と空冷の区間を明確に力を，定量的に比較できるデータとして採取することができ分けることができたとはいえない。

た。
3

2

図 9 に，水冷後すぐに 3 パス目の圧延を行った時の温度

図 4 に示すように，上面冷却では水量密度が 0.25 m /m s変化を示す。図 9（a）に，鋼板表面と内部の温度変化を解を超える範囲では，温度降下 ΔT の上昇が見られなくなる。

析した結果を示す。0.7 秒の水冷で表面温度は 300℃近くま上面冷却では，鋼板に供給した後の冷却水は，滞留して水で降下していると計算された。表面での温度変化は非常に膜を形成する。水量密度を増やすと噴流の速度が上昇する

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高水量密度冷却の制御圧延への適用

ので，滞留水膜の撹拌が強化される一方，水膜が厚くなって，的な冷却が行われたと考えられる。ただし，噴射距離が長鋼板に到達しようとする水流に対して抵抗力が大きくなる。

くなると，図 5 に示すように冷却能力が急激に低下するので，それぞれが冷却能力を増大させる効果，減少させる効果と例えば噴射距離が 100 mm 以上ある場合では，逆に円管ノして相殺され，温度降下 ΔT の上昇が飽和したと考えられる。

ズルの冷却能力が高くなることが十分に考えられる。

一方，下面冷却での温度降下 ΔT は，水量密度を上げるのにともなって上昇した。これは，冷却後に落下してくる水が6． おわりに円管ノズルの隙間を通って円滑に排出され，新たな冷却水を鋼板にほとんど障害なく供給できるためであると考えられ高張力鋼を効率的に生産するための鋼材の冷却技術としる。水量密度をさらに上げて冷却を行う場合は，円管ノズてリバース圧延におけるパス間冷却について，基礎的な検ルを長くして，先端が水没しないようにすることが重要であ討を行った。

ϕ 6 円管ノズルを用いた場合の上面冷却能力は，流量密度る。

32

図 5 に示すように，ϕ 3 孔型ノズルを用いた場合，噴射距が高くなるほど上昇したが，0.25 m /m s 以上でほぼ一定と離が長くなると温度降下 ΔT は大幅に減少し，その減少傾向なった。一方，下面冷却能力は，0.39 m /m s でも上昇傾向は上面冷却よりも下面冷却の方が強い。上面冷却では，噴を維持した。また，汎用的な鋼種を用いて，再結晶温度域射距離が長くなるほど周辺の空気との接触により冷却水ので 3 パス，未再結晶温度域で 2 パスの合計 5 回の圧延を行い，束の外周が少しずつ乱れ，水束が滞留水膜を貫通す力が弱

途中，3 パス目直前に強水冷を適用する実験を行った。圧延

32くなって，冷却能力が低下すると考えられる。一方，下面冷温度の調整を空冷のみで行う場合と比べて，より短い時間却では，鋼板に衝突した後に落下する水が，新たな水が鋼で圧延を終了できた。本研究で提案した圧延パス間の強水板に供給されるのを阻害する。特に孔型ノズルを用いた場

冷は，冷却の効果が板厚全体に及ぶまでにはある程度の時

合は，冷却水が噴射面上に滞留する水を巻き込んで鋼板に間を要するので，制御圧延開始前の複数パスで適用するこ供給されるため，見かけの供給水量は増えるが，その分，とが有効であると考えられる。

減速も大きいので，噴射距離が長くなるほど落下する水の干渉を受けやすいと考えられる。下面冷却では鋼板に衝突した後の水流に重力がはたらくため，蒸気泡が発生しやすく，冷却水と冷却面の実質的な接触面積が縮小して，上面より

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ルと ϕ 6 円管ノズルの温度降下 ΔT を比較した場合，上面冷却，下面冷却のどちらともほぼ同等であった。上面冷却では，冷却水の噴射速度が速い場合は，滞留水膜を貫通する時の抵抗力が大きくなる。下面冷却では，冷却水は鋼板下面に衝突した後，鋼板下面に沿って流れる。冷却水の噴射には

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抵抗力がはたらくため，ノズル径が異なり，冷却水の噴射速度が変わっても，上下面ともに冷却能力に大きな変化が見られなかった。
図 6 に示す下面冷却実験の結果では，ϕ 3 孔型ノズルの温度降下 ΔT は，ϕ 3，ϕ 6 の円管ノズルよりも大きい値であった。
前述のように，孔型ノズルの噴射面には滞留水があり，これが新たに噴射される冷却水に巻き込まれて上昇する随伴流が発生した。鋼板下面まで到達する冷却水の見かけの量が増えたので，噴射距離が 50 mm と短い条件では，より効率－ 45 －

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