JP2006169586A - 形状の優れた鋼板の製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、形状の優れた鋼板や、形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法を提供する。
【解決手段】冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法であって、
前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とする、形状の優れた鋼板の製造方法。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
【選択図】図８
【解決手段】冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法であって、
前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とする、形状の優れた鋼板の製造方法。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
【選択図】図８
Description
本発明は、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法に関する。
特に、電気産業分野でモーターや小型トランスなどに利用される、形状と磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法に関する。
特に、電気産業分野でモーターや小型トランスなどに利用される、形状と磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法に関する。
近年、省エネルギー気運の高まりから、磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板が要求されており、一般に無方向性電磁鋼板は、電気産業分野でのモーターコアや小型トランスに利用されており、所定の寸法に打ち抜いて積層して用いられる。
この打ち抜き、積層、かしめ、または、溶接工程は、殆ど自動化されており、これら各工程でのスムーズな生産を実現するために、フラットな形状の無方向性電磁鋼板が要求されている。
一方、磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造には、最終焼鈍工程で鋼板温度を930℃以上に焼き込む必要があり、一般的なハースロール炉では、こうした温度域で鉄系酸化物や鋼中に含まれる元素の金属間化合物がハースロールにビルドアップし、鋼板に押疵を生じせしめ表面品位や磁性の劣化を引き起こすという問題点があった。
この打ち抜き、積層、かしめ、または、溶接工程は、殆ど自動化されており、これら各工程でのスムーズな生産を実現するために、フラットな形状の無方向性電磁鋼板が要求されている。
一方、磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造には、最終焼鈍工程で鋼板温度を930℃以上に焼き込む必要があり、一般的なハースロール炉では、こうした温度域で鉄系酸化物や鋼中に含まれる元素の金属間化合物がハースロールにビルドアップし、鋼板に押疵を生じせしめ表面品位や磁性の劣化を引き起こすという問題点があった。
そこで、特開昭58-120733号公報では、高温区間を浮揚式支持装置で支持することにより、押疵の発生なく、高温焼鈍が可能となる製造技術が開示されている。
この方法では、炉内に設置した耐熱性の高いファンを用いて風箱から鋼板の下面に気体を噴出して鋼板を浮揚させているが、鋼板エッジ側への気体の逃げが生じるため風箱の幅方向には上凸の浮上圧分布となり、これを主要因として、さらに加熱から冷却に遷移する際の幅方向応力が重畳し、鋼板幅方向にC反りと呼ばれる形状不良を生じさせる問題点があった。
この方法では、炉内に設置した耐熱性の高いファンを用いて風箱から鋼板の下面に気体を噴出して鋼板を浮揚させているが、鋼板エッジ側への気体の逃げが生じるため風箱の幅方向には上凸の浮上圧分布となり、これを主要因として、さらに加熱から冷却に遷移する際の幅方向応力が重畳し、鋼板幅方向にC反りと呼ばれる形状不良を生じさせる問題点があった。
浮上圧分布のフラット化について、例えば気体の逃げを防止する遮蔽板を設ける手段(特開平7-285718号公報、特開平9-125162号公報、特開昭62-67121号公報、特開平3-20450号公報、特開平3-22057号公報)が提案されているが、鋼板が炉中で蛇行した場合に衝突し板破断が生じる恐れがあった。
また、幅方向の吹付けガス圧を調整する手段(特開平7-258746号公報、特開平7-291499号公報、特開昭59-208027号公報、特開昭61-261440号公報、特開昭63-169337号公報、特開昭59-178361号公報)も提案されているが、高温環境下に複雑形状の装置を設置する必要が生じ、装置寿命、メンテナンスコストの面で実現性に乏しかった。
また、炉中に鋼板形状矯正用ロールを設ける手段(特開平9-310124号公報)によれば、冷延形状のみならず、C反り形状も矯正可能と考えられるが、高温の鋼板がロールに接触する必要が生じるため、押疵が発生し生産性が低下してしまうという問題点があった。
また、幅方向の吹付けガス圧を調整する手段(特開平7-258746号公報、特開平7-291499号公報、特開昭59-208027号公報、特開昭61-261440号公報、特開昭63-169337号公報、特開昭59-178361号公報)も提案されているが、高温環境下に複雑形状の装置を設置する必要が生じ、装置寿命、メンテナンスコストの面で実現性に乏しかった。
また、炉中に鋼板形状矯正用ロールを設ける手段(特開平9-310124号公報)によれば、冷延形状のみならず、C反り形状も矯正可能と考えられるが、高温の鋼板がロールに接触する必要が生じるため、押疵が発生し生産性が低下してしまうという問題点があった。
一方、アルミストリップの浮揚支持装置(特開昭56-96028号公報)では 鋼板上下面に千鳥状に風箱を配置し、アルミストリップを風圧で強制的に波状にうねらせて通板することにより、風箱上のアルミストリップの曲率を大きくし、幅方向の断面強度を強くすることで形状不良を防止する技術が開示されている。
しかし、アルミフローティング炉ではアルミ自身の比重、剛性が約1/3と低いため、そもそもストリップを浮上させやすくかつ反らせやすく、また焼鈍温度が低く炉内ガス密度が高いため、高い風圧が得易い（同風量のファンの場合、風圧はガス密度に比例する）特徴がある。一方、冷延鋼板や電磁鋼板を横型焼鈍炉に適用する場合には、１）鋼板比重、剛性が大きく、大きな風圧が必要である、２）焼鈍温度が高く、炉内ガス密度が低いため、風圧が得難いという問題点があり、上下に風箱を配置し、 鋼板を高い位置に支持しながら、長手方向に波状にうねらせることはファン能力設計上の問題があり、非常に困難である。また、板通しのための通板バー等を送るために上チャンバーと鋼板の距離が200mm強必要となり、風圧が距離の反比例となることから、鋼帯の場合上チャンバーの効果は殆どないという問題点があった。
しかし、アルミフローティング炉ではアルミ自身の比重、剛性が約1/3と低いため、そもそもストリップを浮上させやすくかつ反らせやすく、また焼鈍温度が低く炉内ガス密度が高いため、高い風圧が得易い（同風量のファンの場合、風圧はガス密度に比例する）特徴がある。一方、冷延鋼板や電磁鋼板を横型焼鈍炉に適用する場合には、１）鋼板比重、剛性が大きく、大きな風圧が必要である、２）焼鈍温度が高く、炉内ガス密度が低いため、風圧が得難いという問題点があり、上下に風箱を配置し、 鋼板を高い位置に支持しながら、長手方向に波状にうねらせることはファン能力設計上の問題があり、非常に困難である。また、板通しのための通板バー等を送るために上チャンバーと鋼板の距離が200mm強必要となり、風圧が距離の反比例となることから、鋼帯の場合上チャンバーの効果は殆どないという問題点があった。
本発明は、前記のような従来技術の問題点を解決し、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、形状の優れた鋼板の製造方法を提供することを課題とする。また、形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法を提供することも課題とする。
本発明は、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件を特定することによって、形状の優れた鋼板や、形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法を提供するものであり、その要旨とするところは、特許請求の範囲に記載した通りの下記内容である。
（１）冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法であって、
前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際に、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とする、形状の優れた鋼板の製造方法。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
特に本発明は形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法を提供するものである。
（１）冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法であって、
前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際に、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とする、形状の優れた鋼板の製造方法。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
特に本発明は形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法を提供するものである。
本発明によれば、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件を特定することによって、形状の優れた鋼板の製造方法を提供することができ、特に、電気産業分野でモーターや小型トランスなどに利用される無方向性電磁鋼板の製造に関し、鋼板浮揚装置を用いた高温焼鈍処理が可能となり、生産性よく形状と磁気特性に優れた無方向性電磁鋼板が製造可能となるなど産業上有用な著しい効果を奏する。また、鋼板浮揚装置を用いた８００℃超の高温焼鈍処理を必要とする形状に優れた鋼板が製造可能となるなど産業上有用な著しい効果を奏する。
本発明を実施するための最良の形態について、図１と図１０を用いて詳細に説明する。
本発明は、高温焼鈍を要する形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板などを製造するにあたり、鋼板浮揚装置を用いて処理を行う際の、C反りと呼ばれる鋼板の幅方向に反りを生じる形状不良を防止するものである。さらに、上チャンバーを必要としないことから、鋼板とチャンバーの距離を200ｍｍ以上確保でき、操業開始時の通板バー等による板通しが可能となり、炉内金物装置の最適化による装置費・メンテナンス費の低減など 有益な効果を生じる。
本発明者等は、実機試験およびFEM解析を用いてC反りの発生原因および防止方策を明らかにした。
本発明は、高温焼鈍を要する形状および磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板などを製造するにあたり、鋼板浮揚装置を用いて処理を行う際の、C反りと呼ばれる鋼板の幅方向に反りを生じる形状不良を防止するものである。さらに、上チャンバーを必要としないことから、鋼板とチャンバーの距離を200ｍｍ以上確保でき、操業開始時の通板バー等による板通しが可能となり、炉内金物装置の最適化による装置費・メンテナンス費の低減など 有益な効果を生じる。
本発明者等は、実機試験およびFEM解析を用いてC反りの発生原因および防止方策を明らかにした。
その結果、以下の知見を得ることができた。
１） C反りは、鋼板浮揚装置を用いる際の独特の形状不良であり、幅方向に平坦な浮上圧分布の元ではＣ反りは発生しない。
２） C反りは、鋼板が加熱段階から冷却段階に移行する際及び冷却中に、板幅収縮の変化点で発生する張力の幅方向分力によって助長される。すなわち、冷却の勾配を低減することで分力を減ずることが可能であり、これによりC反りを改善できる。
冷却の方式は特に限定するものではなく、輻射冷却、気体冷却およびこれらの組み合わせが一般的に用いられる。 張力の低減もC反りの改善には有効ではあるが、冷延形状の熱間矯正や炉中の通板性確保の観点から一定の張力が必要である。
３） C反りは、炉中の鋼板長手方向のカテナリー量が大きいほど、浮揚装置上面で鋼板が長手方向に撓むことで幅方向への変形を抑制できる。 すなわち張力の低減と、支持ピッチの拡大が有効である。 張力の低減は前記のとおりであるが、支持ピッチは長く確保することが有効であり、その限界は耐熱ファンの設計可能容量・強度と経済性の面で決定される。
１） C反りは、鋼板浮揚装置を用いる際の独特の形状不良であり、幅方向に平坦な浮上圧分布の元ではＣ反りは発生しない。
２） C反りは、鋼板が加熱段階から冷却段階に移行する際及び冷却中に、板幅収縮の変化点で発生する張力の幅方向分力によって助長される。すなわち、冷却の勾配を低減することで分力を減ずることが可能であり、これによりC反りを改善できる。
冷却の方式は特に限定するものではなく、輻射冷却、気体冷却およびこれらの組み合わせが一般的に用いられる。 張力の低減もC反りの改善には有効ではあるが、冷延形状の熱間矯正や炉中の通板性確保の観点から一定の張力が必要である。
３） C反りは、炉中の鋼板長手方向のカテナリー量が大きいほど、浮揚装置上面で鋼板が長手方向に撓むことで幅方向への変形を抑制できる。 すなわち張力の低減と、支持ピッチの拡大が有効である。 張力の低減は前記のとおりであるが、支持ピッチは長く確保することが有効であり、その限界は耐熱ファンの設計可能容量・強度と経済性の面で決定される。
図１は、本発明の鋼板の製造方法に用いる横型焼鈍炉を例示する図である。
図１において、冷間圧延済み鋼板は脱脂処理を施された後に、加熱帯および冷却帯を有する横型連続焼鈍炉にて加熱・冷却される。
鋼板温度の高い、加熱帯から冷却帯を通過する鋼板をハースロールを用いて搬送すると低融点の異物等がハースロール表面に付着し、これが鋼板に転写されていわゆる押疵の原因となる場合がある。
そこで本発明においては、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、前記加熱帯から冷却帯を通過する鋼板を浮揚状態で通板させることによって、この押疵を防止することができ、このように浮揚通板を行う横型焼鈍炉はフローティング炉と呼ばれている。
図１において、冷間圧延済み鋼板は脱脂処理を施された後に、加熱帯および冷却帯を有する横型連続焼鈍炉にて加熱・冷却される。
鋼板温度の高い、加熱帯から冷却帯を通過する鋼板をハースロールを用いて搬送すると低融点の異物等がハースロール表面に付着し、これが鋼板に転写されていわゆる押疵の原因となる場合がある。
そこで本発明においては、冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法において、前記加熱帯から冷却帯を通過する鋼板を浮揚状態で通板させることによって、この押疵を防止することができ、このように浮揚通板を行う横型焼鈍炉はフローティング炉と呼ばれている。
従来、最高温度到達後、下記（Ａ）式で求められるx=0.23(>0.1)の条件で浮揚通板し、以降ハースロールで支持したが、横型連続焼鈍炉出側の冷間でのC反りが、幅100mmあたり0.9〜1.2mm発生し、このままではプレス・積層・かしめ工程で突っ掛り等の不具合が発生した。このため、従来は炉中に熱間矯正ロールを設けて矯正を行ってきたが、ロール押疵が度々発生するために生産性が低下した。
そこで、本発明は、例えば、図１に示す矢印の方向に炉内ガスを噴射して、前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とすることにより、上記熱間矯正ロールを設けずにC反りが改善されることを見出した。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
なお、C：冷却勾配（℃/m）とは、横型連続焼鈍炉の長手方向の長さ当たりの冷却温度をいい、鋼板自体の冷却速度とは異なる。
また、p：浮揚支持ピッチ(m)とは、鋼板を浮揚させる風箱の設置間隔をいい、鋼板長手方向のカテナリー曲線のピッチに相当する。本願発明では、上記浮揚支持ピッチｐは、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロール（当該ハースロールのみ浮揚装置と仮定）までの範囲にある個々の鋼板を浮揚させる風箱の設置間隔全てが（Ａ）式を満足することが必要である。また、冷却帯の浮揚装置には、鋼板を冷却するためのノズルを設置しているが、当該ノズルについてのピッチは、本願発明対象外である。
以上、（Ａ）式における各因子の模式図を図２に示す。上記（Ａ）式については、以下に詳しく説明する。
そこで、本発明は、例えば、図１に示す矢印の方向に炉内ガスを噴射して、前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際の、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とすることにより、上記熱間矯正ロールを設けずにC反りが改善されることを見出した。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
なお、C：冷却勾配（℃/m）とは、横型連続焼鈍炉の長手方向の長さ当たりの冷却温度をいい、鋼板自体の冷却速度とは異なる。
また、p：浮揚支持ピッチ(m)とは、鋼板を浮揚させる風箱の設置間隔をいい、鋼板長手方向のカテナリー曲線のピッチに相当する。本願発明では、上記浮揚支持ピッチｐは、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロール（当該ハースロールのみ浮揚装置と仮定）までの範囲にある個々の鋼板を浮揚させる風箱の設置間隔全てが（Ａ）式を満足することが必要である。また、冷却帯の浮揚装置には、鋼板を冷却するためのノズルを設置しているが、当該ノズルについてのピッチは、本願発明対象外である。
以上、（Ａ）式における各因子の模式図を図２に示す。上記（Ａ）式については、以下に詳しく説明する。
＜C反り発生量の定式化について＞
１．負荷される曲げ力のモデリングについて
フローティング炉で発生するC反りの大きさの決定要因を以下のように仮定する。
すなわち、フロータ面上での上凸浮上圧分布に 起因する曲げモーメント力と、加熱から冷却に遷移する点での鋼板幅方向の座屈力の双方の影響によって炉中のC反り高さが決まるものと仮定する。
1) フロータ面上での上凸浮上圧分布に起因する曲げモーメント力
図３は、本発明に用いる横型焼鈍炉内の鋼板の幅方向の断面を例示する図であり、図３において、鋼板中央部に発生する曲げモーメント力 M は下式にて算定される。
M = ∫( ( F - W ) × x ) dx
ここに、Ｆ：浮上力、Ｗ：鋼板自重、ｘ：鋼板中央から幅方向の距離
１．負荷される曲げ力のモデリングについて
フローティング炉で発生するC反りの大きさの決定要因を以下のように仮定する。
すなわち、フロータ面上での上凸浮上圧分布に 起因する曲げモーメント力と、加熱から冷却に遷移する点での鋼板幅方向の座屈力の双方の影響によって炉中のC反り高さが決まるものと仮定する。
1) フロータ面上での上凸浮上圧分布に起因する曲げモーメント力
図３は、本発明に用いる横型焼鈍炉内の鋼板の幅方向の断面を例示する図であり、図３において、鋼板中央部に発生する曲げモーメント力 M は下式にて算定される。
M = ∫( ( F - W ) × x ) dx
ここに、Ｆ：浮上力、Ｗ：鋼板自重、ｘ：鋼板中央から幅方向の距離
2) 加熱・冷却遷移点での鋼板幅方向座屈力
図４は、本発明に用いる加熱帯から冷却帯に移行する鋼板の平面図である。
ここに、ポイントAの板巾 ： 2×l
ポイントBの板巾 ： 2×ｌ’
冷却部分ポイントA〜ポイントB距離 ： Ｌ
巾5×2分割した１条の巾 ： d
線膨張係数 ： α
鋼板単位断面積当たりの張力：UT
冷却勾配 ： C
Ｆ１〜Ｆ５：張力とすると、下式が成り立つ。
F5 = ｔ × d × UT
l'5 = l5 × ( 1 - α × C × L )
Θ5 = arctan [ ( l5 - l'5 ) / L ]
= arctan [ ( l5 - l5 + l5×α×C×L ) / L ]
= arctan (l5×α×C)
また、Θ5<<1のとき Θ5≒tanΘ5
従って、5条目の要素にかかる幅方向分力 G5は、
G5 = F5 × tanΘ5
= t × d × UT ×l5 × α × C
この考えを全幅に展開した場合に幅方向分力Gは、下式で表される。
G = t × UT × C × m ここに、m ： 定数
上記座屈力が鋼板に付与される際の、鋼板センター部での曲げモーメント力 Nは、図５に示すように変数を設定すると下式で表される。
N = ∫ ( G(x) × sinγ × x ) dx
= t ×UT × C × sinγ × n ここに、n ： 定数
ここでγ<<1であり、sinγ≒γ= H/L、 Hは炉内でのC反り高さを示しており、厳密には 1)、2)の力の関数であるが、通常のハースロール炉ではC反りが発生しないことを鑑み以下の式で最終的な曲げモーメント力Nを表現することができる。
Ｎ = f(M) × t × UT × C
= b × M × t × UT × C ここに、ｂ：定数
上記1)、2)より 鋼板センター部にかかる曲げモーメント力を以下で表現することができる。
M ＋ M × b × t × UT × C = M × ( 1 + b × t × UT ×C )
図４は、本発明に用いる加熱帯から冷却帯に移行する鋼板の平面図である。
ここに、ポイントAの板巾 ： 2×l
ポイントBの板巾 ： 2×ｌ’
冷却部分ポイントA〜ポイントB距離 ： Ｌ
巾5×2分割した１条の巾 ： d
線膨張係数 ： α
鋼板単位断面積当たりの張力：UT
冷却勾配 ： C
Ｆ１〜Ｆ５：張力とすると、下式が成り立つ。
F5 = ｔ × d × UT
l'5 = l5 × ( 1 - α × C × L )
Θ5 = arctan [ ( l5 - l'5 ) / L ]
= arctan [ ( l5 - l5 + l5×α×C×L ) / L ]
= arctan (l5×α×C)
また、Θ5<<1のとき Θ5≒tanΘ5
従って、5条目の要素にかかる幅方向分力 G5は、
G5 = F5 × tanΘ5
= t × d × UT ×l5 × α × C
この考えを全幅に展開した場合に幅方向分力Gは、下式で表される。
G = t × UT × C × m ここに、m ： 定数
上記座屈力が鋼板に付与される際の、鋼板センター部での曲げモーメント力 Nは、図５に示すように変数を設定すると下式で表される。
N = ∫ ( G(x) × sinγ × x ) dx
= t ×UT × C × sinγ × n ここに、n ： 定数
ここでγ<<1であり、sinγ≒γ= H/L、 Hは炉内でのC反り高さを示しており、厳密には 1)、2)の力の関数であるが、通常のハースロール炉ではC反りが発生しないことを鑑み以下の式で最終的な曲げモーメント力Nを表現することができる。
Ｎ = f(M) × t × UT × C
= b × M × t × UT × C ここに、ｂ：定数
上記1)、2)より 鋼板センター部にかかる曲げモーメント力を以下で表現することができる。
M ＋ M × b × t × UT × C = M × ( 1 + b × t × UT ×C )
２．長手方向カテナリー影響によるフロータ面上での断面強度について
炉長手方向のカテナリーにより、C方向の断面強度が上昇することが考えられる。
そこで、本来は図６に示すような断面形状を図７のように簡略化すると断面係数Zを下式のように表現できる。
Z ≒ 1/24 ( B × h2 - B × ( h - t )2 )
= 1/24 × B ×( 2 × h × t - t2 )
h>>tであり、より簡便には
Z ≒ 1/24 × ( 2 × B × h × t ) = h × t × r ここに、r ：定数
で表現できる。
ここで、炉内カテナリーδは、δ = f ( p2 / UT ) p ： 浮揚支持ピッチ
で表現され、 h∝δと考えられる。したがって、Z ≒ p2 / UT × t × s
ここに、s：定数
炉長手方向のカテナリーにより、C方向の断面強度が上昇することが考えられる。
そこで、本来は図６に示すような断面形状を図７のように簡略化すると断面係数Zを下式のように表現できる。
Z ≒ 1/24 ( B × h2 - B × ( h - t )2 )
= 1/24 × B ×( 2 × h × t - t2 )
h>>tであり、より簡便には
Z ≒ 1/24 × ( 2 × B × h × t ) = h × t × r ここに、r ：定数
で表現できる。
ここで、炉内カテナリーδは、δ = f ( p2 / UT ) p ： 浮揚支持ピッチ
で表現され、 h∝δと考えられる。したがって、Z ≒ p2 / UT × t × s
ここに、s：定数
３．鋼板センター部に発生する曲げ応力と歪み量について
前述の鋼板センター部にかかる曲げ応力を用いることにより、Ｃ反り（％）に相当する歪量εは下式で表すことができる。
ε = σ / E = M × ( 1 + b × t × UT × C ) / ( E × Z )
= f ( ( 1 + b × t × UT × C ) × UT / ( E × p2 × t ) )
ここで、ｆを一次関数と想定して、この式と実験結果との相関をとった図を図８に示す。
図８の直線における定数ｂの値が１００００で略一本の帯に収束しており、下記（Ａ）式を満足する範囲でＣ反り量を許容範囲である0.6％以下に抑えることができる。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
また、上記（Ａ）式と反り高さとの相関を図９に示す。
図９に示すように上記（Ａ）式を満足させれば炉中の反り高さを約30mm以下に低減できる。
前述の鋼板センター部にかかる曲げ応力を用いることにより、Ｃ反り（％）に相当する歪量εは下式で表すことができる。
ε = σ / E = M × ( 1 + b × t × UT × C ) / ( E × Z )
= f ( ( 1 + b × t × UT × C ) × UT / ( E × p2 × t ) )
ここで、ｆを一次関数と想定して、この式と実験結果との相関をとった図を図８に示す。
図８の直線における定数ｂの値が１００００で略一本の帯に収束しており、下記（Ａ）式を満足する範囲でＣ反り量を許容範囲である0.6％以下に抑えることができる。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
また、上記（Ａ）式と反り高さとの相関を図９に示す。
図９に示すように上記（Ａ）式を満足させれば炉中の反り高さを約30mm以下に低減できる。
図１０に示すように、板厚0.35mmの無方向性電磁鋼板について、張力 0.25kg/mm2、浮揚支持ピッチ 4.6m、ヤング率 6200kg/mm2のもと冷却勾配を変えて実験を行った結果、20℃/m以下、例えば10℃/mとした場合には、C反りが出荷基準である0.6mm/100mm以下に収まることがわかった。このときのx=0.05(<0.1)であった。 この結果、熱間矯正ロールを使用する必要性が無くなり、生産性向上に寄与するとともに、熱間矯正による歪みが付与されなくなり、副次的に磁気特性(鉄損)が改善した。
図１１に示すように、板厚0.35mmの無方向性電磁鋼板について、冷却勾配 10℃/m、張力 0.30kg/mm2、ヤング率 6200kg/mm2とし、浮揚支持ピッチを1.6m、2.3m、4.6mの3ケース（各々のxは夫々x=0.57、0.27、0.07）で試験した結果、浮揚支持ピッチが小さくなると炉中のC反りが大きくなることが判明した。 炉中のC反りは炉出側の冷間形状と密接に関係しており、前記条件下では浮揚支持ピッチは3m以上が適当であることが判明した。
図１１に示すように、板厚0.35mmの無方向性電磁鋼板について、冷却勾配 10℃/m、張力 0.30kg/mm2、ヤング率 6200kg/mm2とし、浮揚支持ピッチを1.6m、2.3m、4.6mの3ケース（各々のxは夫々x=0.57、0.27、0.07）で試験した結果、浮揚支持ピッチが小さくなると炉中のC反りが大きくなることが判明した。 炉中のC反りは炉出側の冷間形状と密接に関係しており、前記条件下では浮揚支持ピッチは3m以上が適当であることが判明した。
Claims (1)
- 冷間圧延した鋼板を、加熱帯および冷却帯を有する横型焼鈍炉により焼鈍して鋼板を製造する方法であって、
前記加熱帯から冷却帯に移行する鋼板を浮揚状態で通板させる際に、冷却開始点直前の浮揚装置から浮揚通板終了点直後のハースロールまでの条件が下記（Ａ）式を満足することを特徴とする、形状の優れた鋼板の製造方法。
ｘ=(1+10000×t×UT×C)× UT /(p2×E×t) ≦0.1・・・（Ａ）
ここに、 t：板厚(mm)、UT：鋼板単位断面積当たりの張力（kg/mm2）、C：冷却勾配（℃/m）、p：浮揚支持ピッチ(m)、E：ヤング率(kg/mm2)
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2015040341A (ja) * | 2013-08-23 | 2015-03-02 | Ｊｆｅスチール株式会社 | フロータ式連続焼鈍炉の制御方法及び制御装置 |
-
2004
- 2004-12-16 JP JP2004364061A patent/JP4456474B2/ja active Active
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