JP7111216B1 - 冷延鋼板の製造方法及び製造設備 - Google Patents

Abstract

【課題】低環境負荷、且つ、安定的に珪素鋼板を圧延可能な冷延鋼板の製造方法及び製造設備を提供すること。
【解決手段】本発明に係る冷延鋼板の製造方法は、鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱するトランスバース式全幅加熱装置と、トランスバース式全幅加熱装置に対して圧延方向下流側に配置された、鋼板を圧延する冷間圧延機と、を用いた冷延鋼板の製造方法であって、冷間圧延機の入側において鋼板の幅方向中央部の温度よりも幅方向端部の温度が高くなるように、トランスバース式全幅加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含むことを特徴とする。
【選択図】図１

Description

本発明は、冷延鋼板の製造方法及び製造設備に関する。

従来、冷間圧延においては、ゼンジミアミル等の単スタンドのリバースミル、又は、複数スタンドを有するタンデムミルが用いられているが、いずれにしても１パス目の圧延機入側の鋼板温度は室温である場合が多い。ところで、Ｓｉ含有量の高い珪素鋼板（電磁鋼板）の冷間圧延においては、鋼板温度が低い場合、鋼板の脆性破断が生じやすくなる。このときの破断形態としては、鋼板の幅方向端部から破断する場合や幅方向中央部から破断する場合等があるが、いずれも破断対策としては、冷間圧延時の鋼板温度を高くすることが有効である。このような背景から、冷間圧延前に珪素鋼板を加熱することにより珪素鋼板の破断を抑制する方法が提案されている。例えば特許文献１には、圧延機入側で指定した目標温度になるように鋼板の幅方向端部を加熱する方法が記載されている。また、特許文献２には、鋼板の全域を均一に加熱して圧延する方法が記載されている。

特開２０１２－１４８３１０号公報 特開２０１１－７９０２５号公報

上記のように、Ｓｉ含有量の高い珪素鋼板を冷間圧延する際に脆性破断が発生することを抑制する技術が提案されている。しかしながら、鋼板の幅方向端部だけを加熱する技術では、幅方向中央部付近の鋼板温度が低いために幅方向中央部の脆性破断が発生する可能性がある。また、鋼板の幅方向全域に亘って均一に加熱する技術では、必要以上のエネルギーを投じて鋼板全体を加熱している可能性があり、ＳＤＧｓ（持続可能な開発目標）の観点から見直す余地があると考えられる。

本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであって、その目的は、低環境負荷、且つ、安定的に珪素鋼板を圧延可能な冷延鋼板の製造方法及び製造設備を提供することにある。

本発明の発明者らは、上記目的を達成するために、鋭意研究した結果、破断抑制温度（破断の抑制効果が高い鋼板温度）が幅方向中央部と比べて幅方向端部の方が高いことを見出した。そこで、発明者らは、鋼板の幅方向全域に亘って加熱するトランスバース式全幅加熱装置の出力を適切に制御して使用することが、破断抑制及び環境面で非常に有効であると考え、以下の発明を想到するに至った。

本発明に係る冷延鋼板の製造方法は、鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱するトランスバース式全幅加熱装置と、前記トランスバース式全幅加熱装置に対して圧延方向下流側に配置された、前記鋼板を圧延する冷間圧延機と、を用いた冷延鋼板の製造方法であって、前記冷間圧延機の入側において鋼板の幅方向中央部の温度よりも幅方向端部の温度が高くなるように、前記トランスバース式全幅加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含むことを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造方法は、上記発明において、前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度が、鋼板のＳｉ含有量に応じて変化することを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造方法は、上記発明において、前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度が、Ｓｉ含有量αにより変化する下記数式（１），（２）により算出される温度であることを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造設備は、鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱するトランスバース式全幅加熱装置と、前記トランスバース式全幅加熱装置に対して圧延方向下流側に配置された、前記鋼板を圧延する冷間圧延機と、を備え、前記トランスバース式全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の入側において鋼板の幅方向中央部の温度よりも幅方向端部の温度が高くなるように、鋼板を加熱することを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造設備は、上記発明において、前記トランスバース式全幅加熱装置が、鋼板のＳｉ含有量に応じて前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度を変化させることを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造設備は、上記発明において、前記トランスバース式全幅加熱装置が、前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度を、Ｓｉ含有量αにより変化する下記数式（１），（２）により算出される温度に加熱することを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造設備は、上記発明において、前記トランスバース式全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の入側から１０ｍ以内の位置に設置されていることを特徴とする。

本発明に係る冷延鋼板の製造方法及び製造設備によれば、低環境負荷、且つ、安定的に珪素鋼板を圧延することができる。

図１は、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造設備の構成を示す模式図である。 図２は、珪素鋼板の耐曲げ割れ性の温度依存性を評価した結果を示す図である。 図３は、鋼板のＳｉ含有量に応じた脆性破断抑制に必要な鋼板温度の推定結果を示す図である。 図４は、珪素鋼板の耐エッジ部割れ性の温度依存性を評価した結果を示す図である。 図５は、鋼板のＳｉ含有量に応じたエッジ割れ抑制に必要な鋼板温度の推定結果を示す図である。

以下、図面を参照して、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造方法及び製造設備について説明する。なお、以下に示す実施形態における構成要素には、当業者が置換可能、且つ、容易なもの、あるいは実質的に同一のものが含まれる。

〔構成〕
まず、図１を参照して、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造設備の構成について説明する。

図１は、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造設備の構成を示す模式図である。図１に示すように、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造設備（以下、「製造設備」と略記）は、複数スタンドを有する連続式タンデム圧延ラインであり、ペイオフリール１、接合装置２、ルーパー３、全幅加熱装置４、温度計（板温計測装置）５、冷間タンデム圧延機６、切断機（切断装置）７、及びテンションリール８を備えている。

ペイオフリール１は、鋼板Ｓを払出す装置である。製造設備はペイオフリール１を複数備えていてもよい。この場合、複数のペイオフリールはそれぞれ異なる鋼板Ｓを払出す。

接合装置２は、ペイオフリール１から先に払出された鋼板（先行材）の尾端部とペイオフリール１から後に払出された鋼板（後行材）の先端部とを接合して接合鋼板を形成する装置である。接合装置２としては、レーザ溶接機が好適に使用される。

ルーパー３は、接合装置２によって鋼板同士が接合されるまでの間（接合が完了するまでの間）、冷間タンデム圧延機６による冷間圧延を継続できるように鋼板Ｓを貯留する装置である。

全幅加熱装置４は、鋼板Ｓの幅方向及び圧延方向（長手方向）全域に亘って鋼板Ｓを加熱する装置である。全幅加熱装置４は、鋼板Ｓの幅方向に温度勾配ができ、鋼板Ｓの幅方向中央部の温度よりも鋼板Ｓのエッジ部（幅方向端部）の温度を高くすることが可能なトランスバース式誘導加熱装置によって構成されている。なお、全幅加熱装置４は、冷間タンデム圧延機６の入側での鋼板Ｓの幅方向中央部及びエッジ部の温度がそれぞれ以下に示す数式（１）及び数式（２）により算出される鋼板ＳのＳｉ含有量に応じた温度Ｔ_Ｃ及び温度Ｔ_Ｅとなるように鋼板Ｓを加熱することが望ましい。これにより、鋼板Ｓの脆性破断及びエッジ部割れを効果的に抑制することができる。

温度計５は、鋼板Ｓの表面温度を計測する装置である。温度計５は、冷間タンデム圧延機６の入側直近に設置することが望ましい。但し、実際には、温度計５により測定される鋼板温度をそのまま使用するのではなく、温度計５から冷間タンデム圧延機６の入側までの間に低下する鋼板温度を補償した値を使用することで実用に供する。

冷間タンデム圧延機６は、全幅加熱装置４により加熱された鋼板Ｓの板厚を目標板厚とするために鋼板Ｓを冷間圧延する装置である。本実施形態では、冷間タンデム圧延機６は５台のスタンドを備えているが、スタンドの台数は特に限定されない。また、本実施形態では、冷間タンデム圧延機６は、１スタンドに４本のロールを有する４Ｈｉと呼ばれる形式をとっているが、これに限るものではなく、例えば６Ｈｉ等の他の形式も適用することができる。

切断機７は、冷間圧延後の鋼板Ｓを切断する装置である。

テンションリール８は、切断機７によって切断された鋼板Ｓを巻き取る装置である。テンションリール８の形式は限定されることはなく、例えばカローゼルテンションリールでもよい。また、製造設備はテンションリール８を複数備えてもよい。この場合、複数のテンションリール８は複数の鋼板Ｓを連続的に巻取る。

製造設備が備える装置は、上述した装置に限定されない。製造設備は、全幅加熱装置４と冷間タンデム圧延機６の入側とが１０ｍ以内にこの順に配置（より好ましくは隣接配置）されていればよい。そのため、圧延機は、タンデム式圧延機ではなく、リバース式圧延機でもよい。この場合、１パス目に全幅加熱装置４と圧延機とがこの順に配置されるようにする。また、冷間圧延工程とその前工程である酸洗工程とを連続化させることも可能であり、ルーパー３と冷間タンデム圧延機６との間に鋼板Ｓを酸洗する酸洗装置を配置してもよい。

〔加熱工程〕
次に、本発明の一実施形態である冷延鋼板の製造方法の特徴である、全幅加熱装置４による鋼板Ｓの加熱工程について説明する。なお、全幅加熱装置４は鋼板Ｓの上面及び下面の少なくとも一方を加熱するが、上面及び下面の両方を加熱することがより好ましい。

本実施形態の鋼板Ｓの加熱工程では、全幅加熱装置４が、温度計５によって測定された鋼板Ｓの温度、全幅加熱装置４の出側における鋼板Ｓの目標温度、鋼板Ｓが全幅加熱装置４を通過する時間（すなわち加熱時間）、及び鋼板Ｓの板厚に基づいて、全幅加熱装置４の目標温度を決定する。なお、全幅加熱装置４によって加熱される鋼板Ｓの目標温度は、温度計５と全幅加熱装置４との間の距離、及び温度計５と冷間タンデム圧延機６との間の距離を考慮した温度に設定する必要がある。例えば全幅加熱装置４から冷間タンデム圧延機６までの距離が非常に短い場合、全幅加熱装置４の出側における鋼板Ｓの目標温度を全幅加熱装置４によって加熱される鋼板Ｓの目標温度としてもさほど問題はない。一方、全幅加熱装置４、温度計５、及び冷間タンデム圧延機６のうちのいずれか一つでも距離が離れている場合には、冷間タンデム圧延機６の入側に鋼板Ｓが到達するまでの温度降下を考慮して全幅加熱装置４によって加熱される鋼板Ｓの目標温度を設定する必要がある。但し、環境負荷の観点からは、鋼板加熱に用いるエネルギー量は小さいことが望ましく、全幅加熱装置４及び温度計５は冷間タンデム圧延機６に可能な限り近接させることが望ましい。

ここで、本発明の発明者らは、５台のスタンドを有するタンデム圧延機によって珪素鋼板を冷間圧延した際の破断率を調査した。その結果、Ｓｉ含有量の高い珪素鋼板では、Ｓｉ含有量の低い珪素鋼板と比較して破断率が高いことがわかった。また、破断原因を調査した結果、＃１ｓｔｄ（以下、鋼板の搬送方向の上流側からＮ台目のスタンドを「＃Ｎｓｔｄ」と表記する）や＃２ｓｔｄ等の上流側での破断と＃４ｓｔｄや＃５ｓｔｄ等の下流側での破断とではその原因が異なることがわかった。すなわち、上流側での破断、特に＃１ｓｔｄの直下や出側における破断に関しては、腹伸びや耳伸び等の鋼板形状の局所的な絞りや、通板ロールや形状検出器での曲げ変形が原因となっていると推定された。＃１ｓｔｄの圧下率は、全スタンドの中で最も高いことが一般的であり、急激な鋼板の形状変化によって破断原因を生み出しやすいと考えられる。また、上流側での破断についてさらに調査を行った結果、季節によって破断率（破断発生率）が異なり、例えば冬季は夏季に比べて破断率が高く、外気温（圧延工場内の温度）が破断率に影響を与えていることが推定された。一方、下流側での破断については、上流側のスタンドで作られたエッジ部割れが進行して破断につながるというケースが確認できた。このため、破断が発生する場所と原因は異なるが、いずれの破断も＃１ｓｔｄ入側における鋼板温度を高くすることで抑制できると考えた。

上記の推察を検証すべく、まず、実験室規模で鋼板に曲げ歪を付与した場合の耐曲げ割れ性を評価した。本実験の耐曲げ割れ性は、上述した上流側のスタンドでの通板ロールや形状検出器での曲げ変形による脆性破断と相関があると考えられるためである。供試材として、板厚がそれぞれ２ｍｍであり、Ｓｉ含有量が１．８ｍａｓｓ％、２．８ｍａｓｓ％、３．３ｍａｓｓ％、３．７ｍａｓｓ％（以下、Ｓｉ含有量がＭｍａｓｓ％の珪素鋼板のことを「Ｍ％Ｓｉ鋼」と表記する）である４種類の珪素鋼板を８００℃で焼鈍した（熱延板焼鈍に相当）。そして、焼鈍後の珪素鋼板を酸洗し、せん断機を用いて２４ｍｍ幅及び２５０ｍｍ長さの供試材を切り出した。その後、両端面を各２ｍｍ研削することによりせん断した際に生じた加工歪を除去した。これにより、エッジ部破断の発生を抑制した。なお、実際の連続冷間圧延ラインでは、１．８％Ｓｉ鋼及び２．８％Ｓｉ鋼は、脆性破断が発生しにくい鋼種である。一方、３．３％Ｓｉ鋼及び３．７％Ｓｉ鋼は、特に上流側のスタンドにおいて数％程度の頻度で脆性破断が発生する鋼種である。通常、冷間圧延においては、圧延機入側の鋼板温度は工場内温度と同程度になり、冬季は１５℃前後になる。

そこで、珪素鋼板の耐曲げ割れ性について、鋼板温度が１５℃～４５℃の範囲であるときの温度依存性を調査した。本実験では、まず、２ｍｍ厚の鋼板を圧下率５０％で圧延して１ｍｍ厚の鋼板を製作した。これは＃１ｓｔｄを模擬している。次に、通板ロールや形状検出器での鋼板の曲げ変形を模擬してローラレベラに通板した。そして、鋼板に曲げ変形を付与して耐曲げ割れ性を評価した。ローラレベラは直径５０ｍｍのワークロールを上下で１１本有し、ロール間隔は６０ｍｍである。鋼板表面への曲げ応力は、上ワークロールの締込み量を変化させることにより任意の値を付与できる。本実験では、鋼板温度を１０℃刻み、ロール締込み量を０．５ｍｍ刻みで種々変化させ、鋼板の破断限界を整理した。破断した際の締込み量が大きいほど、冷間圧延ラインでも破断し難くなると考える。図２は、本実験で得られた結果を示す。なお、実際の連続圧延機での破断性を鑑みて、本実験条件においては締込み量４．０ｍｍまで破断することなく通板することができれば、実際の連続圧延機でも破断しないと考え、締込み量４．０ｍｍでの破断未発生を本実験の目標値とした。

図２に示すように、Ｓｉ含有量毎に比較すると、１．８％Ｓｉ鋼では、鋼板の温度（１５～４５℃）によらず、締込み量４．０ｍｍまで破断は生じなかった。また、２．８％Ｓｉ鋼では、鋼板温度が１５℃であるときに、締込み量３．５ｍｍで破断が生じたが、２５℃以上では締込み量４．０ｍｍまで破断が生じなかった。また、３．３％Ｓｉ鋼では、鋼板温度が１５℃であるときに締込み量１．５ｍｍ、２５℃であるときには締込み量３．０ｍｍで破断が生じた。しかしながら、鋼板温度が３５℃以上であるときは締込み量４．０ｍｍまで破断が生じなかった。また、３．７％Ｓｉ鋼では、鋼板温度が１５℃であるときは締込み量１．０ｍｍ、２５℃であるときには１．５ｍｍ、３５℃であるときには２．５ｍｍで破断が生じた。鋼板温度を４５℃にすると締込み量４．０ｍｍまで破断が生じなかった。上記の実験の結果、Ｓｉ含有量は、鋼板の耐破断性への影響が大きく、Ｓｉ含有量が高いほど、鋼板が破断しやすいことが確認できた。これは、実際の連続冷間圧延機での破断の実態とも合致する。特に３．３％Ｓｉ鋼、３．７％Ｓｉ鋼では、鋼板の温度を変更しながら実験を行った結果、温度が高いほど脆性破断を抑制することができた。

図３は、本実験結果を基に鋼板のＳｉ含有量に応じた脆性破断抑制に必要な鋼板温度を推定した結果を示す。図中の近似曲線は以下に示す数式（３）で表せられる。本実験では、１．８％Ｓｉ鋼については、鋼板温度が１５℃でも締込み量４．０ｍｍまで脆性破断が生じなかったので、全幅加熱装置４による鋼板加熱は不要と考える。しかしながら、２．８％Ｓｉ鋼については、鋼板温度が１５℃であるときは締込み量３．５ｍｍで破断が生じたので、鋼板温度が低くなる時期には全幅加熱装置４による鋼板加熱が必要だと考える。ゆえに、数式（３）中のＳｉ含有量α［％］の値は実用的にはα＞２程度と考えるとよい。また、数式（３）より算出される鋼板温度Ｔ_Ｃｍｉｎは必要最低温度であり、破断抑制の観点からはこの温度以上となればよい。但し、鋼板温度が高くなりすぎると、鋼板形状や潤滑性に影響を及ぼすようになるので、鋼板温度は２００℃以下とする。また、Ｓｉ含有量αの上限値４．５％は、後述する鋼板エッジ部の温度が２００℃以下となる範囲より設定した。

次に、鋼板エッジ部割れが原因の破断を抑制するために、実験室規模で鋼板を圧延してエッジ部割れの発生有無を評価した。本実験は、圧延方向上流側で生じたエッジ部割れが、圧延方向下流側のスタンドに進んでいくにつれて拡大していき破断するという破断形態に関して取り組むものであり、上流側スタンドでのエッジ部割れを完全に抑制することができれば、鋼板エッジ部割れによる破断を抑制できると考えた。供試材として、板厚がそれぞれ２ｍｍであり、１．８％Ｓｉ鋼、２．８％Ｓｉ鋼、３．３％Ｓｉ鋼、３．７％Ｓｉ鋼である４種類の珪素鋼板を２０ｍｍ幅及び２５０ｍｍ長さに切り出し、８００℃で焼鈍した（熱延板焼鈍に相当）。そして、焼鈍後の珪素鋼板を酸洗した。この時の鋼板エッジ部の状態は、実際の連続冷間圧延機入側での状態に近いと考えることができる。

なお、実際の連続冷間圧延ラインでは、１．８％Ｓｉ鋼は、鋼板エッジ部割れが発生しにくい鋼種である。一方、３．３％Ｓｉ鋼、３．７％Ｓｉ鋼は、数％程度の頻度で鋼板エッジ部割れが発生する鋼種である。通常、冷間圧延においては、圧延機入側の鋼板温度は工場内温度と同程度になり、冬季は１５℃前後になる。そこで、珪素鋼板の耐エッジ部割れ性について、鋼板温度が１５℃～６５℃の範囲であるときの温度依存性を調査した。本実験では、＃１ｓｔｄを模擬して、ｗ２０×Ｌ２５０ｍｍの供試材を圧下率５０％で圧延した際の鋼板両端面（長手方向）に発生する割れ（１ｍｍ以上のクラック）の個数で耐エッジ部割れ性を評価した。なお、各Ｓｉ量及び各温度での圧延回数は５回ずつであり、エッジ割れの個数は５回の平均値である。また、鋼板温度は１０℃間隔とした。図４は、本実験で得られた結果を示す。

図４に示すように、鋼板温度１５℃の場合、Ｓｉ含有量毎に比較すると、１．８％Ｓｉ鋼では、両端面共にエッジ部割れは一つも生じなかった。２．８％Ｓｉ鋼では、両端面合計で７個のエッジ部割れが発生した。３．３％Ｓｉ鋼では、両端面合計で１５個、３．７％Ｓｉ鋼では、３０個のエッジ部割れが発生した。鋼板温度が２５℃の場合は、１．８％Ｓｉ鋼に加えて２．８％Ｓｉ鋼でも、両端面合計のエッジ部割れ個数は０個となった。一方で、３．３％Ｓｉ鋼では１１個、３．７％Ｓｉ鋼では２７個となった。鋼板温度が３５℃の場合には、１．８％Ｓｉ鋼及び２．８％Ｓｉ鋼において、両端面合計のエッジ部割れ個数は０個となった。一方で、３．３％Ｓｉ鋼では、両端面合計で５個、３．７％Ｓｉ鋼では、２０個のエッジ部割れが生じた。鋼板温度が４５℃の場合には、１．８％Ｓｉ鋼及び２．８％Ｓｉ鋼に加えて３．３％Ｓｉ鋼でも、両端面合計のエッジ部割れ個数は０個となった。一方で、３．７％Ｓｉ鋼では１０個のエッジ部割れが生じた。鋼板温度が５５℃の場合は、１．８％Ｓｉ鋼及び２．８％Ｓｉ鋼に加えて３．３％Ｓｉ鋼でも、両端面合計のエッジ部割れ個数は０個となった。一方で、３．７％Ｓｉ鋼では３個のエッジ部割れが生じた。鋼板温度が６５℃の場合には、１．８％Ｓｉ鋼、２．８％Ｓｉ鋼、及び３．３％Ｓｉ鋼に加えて３．７％Ｓｉ鋼でも、両端面合計のエッジ部割れ個数は０個となった。上記の実験の結果から、Ｓｉ含有量は、耐エッジ部割れ性への影響が大きく、Ｓｉ含有量が高いほど、鋼板エッジ部割れが生じやすいいことが確認できた。これは、実際の連続冷間圧延機での鋼板エッジ部割れの実態とも一致する。

図５は、本実験結果を基に鋼板のＳｉ含有量に応じた鋼板エッジ部割れ抑制に必要な温度を推定した結果を示す。図中の近似曲線は以下に示す数式（４）で表せられる。本実験では、１．８％Ｓｉ鋼については、鋼板温度が１５℃でも鋼板エッジ部割れが生じなかったので、全幅加熱装置４による鋼板加熱は不要と考える。しかしながら、２．８％Ｓｉ鋼については、鋼板温度が１５℃であるときは鋼板エッジ部割れが生じたので、鋼板温度が低くなる時期には全幅加熱装置４による鋼板加熱が必要だと考える。ゆえに、数式（４）中のＳｉ含有量α［％］は実用的にはα＞２程度と考えると良い。また、数式（４）より算出される鋼板温度Ｔ_Ｅｍｉｎは必要最低温度であり、破断抑制の観点からはこの温度以上となればよい。但し、鋼板温度が高くなりすぎると、鋼板形状や潤滑性に影響を及ぼすようになるので、鋼板温度は２００℃以下とする。また、Ｓｉ含有量αの上限値４．５％は、数式（４）より算出される鋼板エッジ部の温度が２００℃以下となる範囲より設定した。なお、鋼板の加熱範囲は鋼板のエッジ部より３０ｍｍ以上の範囲とする。これは、鋼板エッジ部割れに影響を及ぼすのは、冷間圧延における幅広がりの影響範囲であり、その範囲はおおよそ鋼板のエッジ部より３０ｍｍ程度と言われているためである。

上述した２つの実験より、鋼板の幅方向中央部からの破断とエッジ部からの破断の抑制に必要な鋼板の加熱温度は異なることがわかる。例えば、３．７％Ｓｉ鋼の場合、幅方向中央部からの破断抑制に必要な温度は４５℃以上であり、エッジ部割れ抑制に必要な温度は６５℃以上である。以上のように、珪素鋼板の破断を抑制するためには、Ｓｉ含有量に応じた加熱量にすることに加え、同一鋼種においても幅方向中央部に比べてエッジ部の温度を高くするという鋼板の幅方向に温度勾配をつける必要があることが判明し、本発明を想到するに至った。なお、同一の設備でＳｉ含有量の異なる複数の鋼板が搬送される場合、加熱装置６は、先行材及び後行材のＳｉ含有量を示す情報を取得し、その情報に基づいて目標温度を変更、決定すればよい。また、本実施形態では、圧延対象材を珪素鋼板として説明したが、鋼板の種類は限定されない。珪素鋼板以外に本発明の技術が好適に適用できる鋼板としては、例えば高強度鋼板や高合金鋼板が挙げられる。

以上説明したように、本発明の一実施形態である冷延鋼帯の製造設備及び製造方法によれば、鋼板Ｓの幅方向に温度勾配をつけることができる全幅加熱装置４を用いて幅方向中央部からの破断とエッジ部割れの抑制に必要な温度を適切にコントロールし、鋼板の破断を抑制する。従って、本発明の一実施形態である冷延鋼帯の製造設備及び冷延鋼帯の製造方法によれば、珪素鋼板を冷間圧延する際に、必要最小限のエネルギーで鋼板の破断を抑制することができるので、環境負荷は最小限で珪素鋼板を安定的に冷間圧延することができる。

本発明の効果を示す実施例について説明する。本実施例では、冷間圧延機の入側に全幅加熱装置４が設置されており、圧延機入側の鋼板温度を任意の温度に設定できるようになっている。そして、５スタンドの冷間タンデム圧延機によって、所定の板厚に仕上げた。本実施例で使用した鋼種は全て珪素鋼板で、Ｓｉ含有量により３グループに分けた。具体的には、Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％のグループ、２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％のグループ、３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％のグループの３グループである。いずれのグループも圧延前板厚は１．８ｍｍから２．４ｍｍ、圧延後板厚は０．３ｍｍから０．５ｍｍである。Ｓｉ含有量の違いによる破断率を調査するために、グループにより板厚に偏りが出ないように注意した。各グループで２００コイルの破断率を調査した。なお、外気温（工場内の温度）は１５℃程度であった。調査したコイルと条件を表１に示す。鋼板温度は、圧延機入側に設置されている温度計を用いて測定した。

〔参考例〕
全幅加熱装置によって鋼板を加熱しない場合、つまり、圧延機入側の鋼板温度が１５℃程度になる場合の例を示している。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイルの破断率は０％であった。一方で、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイルの破断率は１％、３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイルの破断率は３％であった。

〔発明例１〕
上記数式（１），（２）より珪素鋼板のＳｉ含有量に応じた冷間タンデム圧延機入側の鋼板温度を算出し、これに基づいて全幅加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離は１０ｍである。本発明例では、幅方向中央部の温度よりエッジ部の温度の方が高い。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１７℃、エッジ部１８℃）の破断率は０％であった。また、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央３０℃、エッジ部３５℃）の破断率も０％、３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央４５℃、エッジ部６０℃）の破断率も０％であった。本発明に基づき珪素鋼板を加熱することで鋼板の破断を大幅に低減できることが確認された。

〔発明例２〕
上記数式（１），（２）より珪素鋼板のＳｉ含有量に応じた冷間タンデム圧延機入側の鋼板温度を算出し、これに基づいて全幅加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離は１ｍである。つまり、発明例１と比較して、冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離が短くなっている。その他の条件は発明例１と同じである。本発明例では、Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１７℃、エッジ部１８℃）の破断率は０％であった。また、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央３０℃、エッジ部３５℃）の破断率も０％、３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央４５℃、エッジ部６０℃）の破断率も０％であった。破断率だけに着目すると、Ｓｉ含有量が３．５ｍａｓｓ％になるまで破断を抑制できており、発明例１と同じであるが、エネルギー使用量は発明例１と比較して大幅に低減できており、発明例２の優位性が確認できた。ゆえに、エネルギー使用量低減（耐環境性）の観点からは、冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離は近いほど望ましいということが確認できた。

〔比較例１〕
上記数式（１），（２）より珪素鋼板のＳｉ含有量に応じた圧延機入側の鋼板温度を算出し、これに基づいて全幅加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離は２０ｍである。つまり、発明例１の条件のうち、冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離を長くした例である。冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離が長いため、全幅加熱装置の能力の上限値まで使用しても数式（１），（２）より算出した圧延機入側の鋼板温度にすることができなかった。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１５℃、エッジ部１５℃）の破断率は０％、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央２５℃、エッジ部３０℃）の破断率も０％であった。一方、Ｓｉ含有量が３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央４０℃、エッジ部５０℃）の破断率は１％であった。冷間タンデム圧延機と全幅加熱装置との間の距離は短い方が望ましく、全幅加熱装置の能力の上限まで使用しても上記数式（１），（２）より算出される鋼板温度を確保できない距離に設置した場合、高Ｓｉ鋼ほど破断が発生しやすくなることを確認できた。

〔比較例２〕
上記数式（１），（２）より算出した珪素鋼板のＳｉ含有量に応じた圧延機入側の鋼板温度よりも各々３０％程度低温になるように全幅加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。その他の条件は発明例１と同じである。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１５℃、エッジ部１５℃）の破断率は０％、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央２０℃、エッジ部２５℃）の破断率も０％であった。一方、Ｓｉ含有量が３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央３０℃、エッジ部４０℃）の破断率は１．５％であった。上記数式（１），（２）より算出される鋼板温度より低温の場合、高Ｓｉ鋼ほど破断が発生しやすくなることを確認できた。

〔比較例３〕
ソレノイド式全幅加熱装置を用いた場合の例を示している。ソレノイド式全幅加熱装置では、鋼板の幅方向に温度勾配をつけることはできない。ソレノイド式全幅加熱装置により加熱する鋼板の温度は数式（１）より算出した。つまり、エッジ部割れの抑制に必要と考える温度は確保できず、さらに、エッジ部は幅方向中央部と比較して鋼板温度が低下しやすいため、エッジ部の温度は幅方向中央部の温度と比べて低温となっている。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１７℃、エッジ部１６℃）の破断率は０％であった。一方で、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央３０℃、エッジ部２５℃）の破断率は０．５％、３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央４５℃、エッジ部３５℃）の破断率は２％であった。破断したコイルの破断形態を調査したところ、幅方向中央部からの破断は抑制できていたが、エッジ部割れによる破断を抑制できていなかった。

〔比較例４〕
ソレノイド式全幅加熱装置を用いた場合の例を示している。ソレノイド式全幅加熱装置により加熱する鋼板の温度は数式（２）より算出した。つまり、エッジ部割れの抑制に必要だと考える温度にエッジ部の温度がなるように幅方向全域に亘って鋼板を加熱した。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央２０℃、エッジ部１８℃）の破断率は０％、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央４０℃、エッジ部３５℃）の破断率も０％、Ｓｉ含有量が３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央７０℃、エッジ部６０℃）の破断率も０％であった。しかしながら、鋼板の幅方向中央部は破断抑制の観点からは必要以上に加熱されており、環境負荷を考えた際には投入エネルギー量を低減することが望ましい。

〔比較例５〕
全幅加熱装置は使用せず、鋼板の幅方向両端部のみを加熱するエッジ部加熱装置を用いた場合の例を示している。エッジ部加熱装置により加熱する鋼板の幅方向両端部の温度は数式（２）より算出した。Ｓｉ含有量が１．０ｍａｓｓ％から２．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１５℃、エッジ部３５℃）の破断率は０％であった。一方、Ｓｉ含有量が２．０ｍａｓｓ％から３．０ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１５℃、エッジ部３５℃）の破断率は０．５％、Ｓｉ含有量が３．０ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％の２００コイル（幅中央１５℃、エッジ部６０℃）の破断率は２％であった。破断したコイルの破断形態を調査したところ、エッジ部割れによる破断は抑制できていたが、幅方向中央部からの破断を抑制できていなかった。

以上示したように、本発明を適用し、鋼板を冷間タンデム圧延機の入側で加熱することにより鋼板の破断を抑制できることが確認された。特に、Ｓｉ含有量が３ｍａｓｓ％以上である珪素鋼板の場合には、鋼板を適切な温度に加熱することにより鋼板の破断を大幅に低減できるため、生産性の向上及び歩留まりの向上を達成することができる。

以上、本発明に係る冷延鋼帯の製造設備および冷延鋼帯の製造方法について、発明を実施するための形態および実施例により具体的に説明したが、本発明の趣旨はこれらの記載に限定されるものではなく、特許請求の範囲に基づいて広く解釈されなければならない。また、これらの記載に基づいて種々変更、改変等したものも本発明の趣旨に含まれることは言うまでもない。

１ ペイオフリール
２ 接合装置
３ ルーパー
４ 全幅加熱装置
５ 温度計
６ 冷間タンデム圧延機
７ 切断機
８ テンションリール
Ｓ 鋼板

Claims (5)

1. 鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱するトランスバース式全幅加熱装置と、前記トランスバース式全幅加熱装置に対して圧延方向下流側に配置された、前記鋼板を圧延する冷間圧延機と、を用いた冷延鋼板の製造方法であって、
   前記冷間圧延機の入側において鋼板のエッジ部から３０ｍｍの範囲の幅方向端部の最低温度が前記幅方向端部を除く鋼板の幅方向中央部の最低温度よりも高くなるように、前記トランスバース式全幅加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含み、
   前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度が、Ｓｉ含有量αにより変化する下記数式（１），（２）により算出される温度であることを特徴とする冷延鋼板の製造方法。
   

   
2. 前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度が、鋼板のＳｉ含有量に応じて変化することを特徴とする請求項１に記載の冷延鋼板の製造方法。
3. 鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱するトランスバース式全幅加熱装置と、
   前記トランスバース式全幅加熱装置に対して圧延方向下流側に配置された、前記鋼板を圧延する冷間圧延機と、を備え、
   前記トランスバース式全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の入側においてエッジ部から３０ｍｍの範囲の幅方向端部の最低温度が前記幅方向端部を除く鋼板の幅方向中央部の最低温度よりも高くなるように、鋼板を加熱し、
   前記トランスバース式全幅加熱装置が、前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度を、Ｓｉ含有量αにより変化する下記数式（１），（２）により算出される温度に加熱することを特徴とする冷延鋼板の製造設備。
   

   
4. 前記トランスバース式全幅加熱装置が、鋼板のＳｉ含有量に応じて前記冷間圧延機の入側における鋼板の幅方向中央部及び幅方向端部の温度を変化させることを特徴とする請求項３に記載の冷延鋼板の製造設備。
5. 前記トランスバース式全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の入側から１０ｍ以内の位置に設置されていることを特徴とする請求項３又は４に記載の冷延鋼板の製造設備。

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