WO2022230229A1 - 冷延鋼板の製造方法及び製造設備 - Google Patents

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WO2022230229A1
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steel sheet
steel plate
cold
edge
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大貴 日岡
行宏 松原
昇輝 藤田
公貴 日野
哲矢 荒川
美和 大橋
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method and equipment for manufacturing cold-rolled steel sheets.
  • Patent Literature 1 describes a method of heating the width direction end portion of a steel sheet so as to reach a designated target temperature on the entry side of the rolling mill.
  • Patent Document 2 describes a method of uniformly heating and rolling a steel plate over its entire area.
  • the present invention has been made in view of the above problems, and an object thereof is to provide a cold-rolled steel sheet manufacturing method and manufacturing equipment capable of stably rolling a silicon steel sheet with low environmental load. .
  • the inventors of the present invention conducted extensive research and found that the fracture suppression temperature (steel plate temperature at which the fracture suppression effect is high) is higher at the widthwise ends than at the widthwise central portion. I found out. Therefore, the inventors combined a full-width heating device that heats the entire width of the steel plate and an edge heating device that heats the ends of the steel plate in the width direction, and appropriately control the outputs of both.
  • the fracture suppression temperature steel plate temperature at which the fracture suppression effect is high
  • a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet according to the present invention includes a full width heating device that heats the steel plate over the entire width direction of the steel plate, an edge portion heating device that heats the width direction end portion of the steel plate, the full width heating device, and A method for manufacturing a cold-rolled steel sheet using a cold rolling mill that rolls the steel sheet, which is arranged on the downstream side in the rolling direction with respect to the edge heating device, wherein at the entry side of the cold rolling mill The method includes heating the steel sheet using the full-width heating device and the edge heating device such that the temperature of the widthwise end portions of the steel plate is higher than the temperature of the widthwise center portion of the steel plate.
  • the temperatures of the widthwise central portion and the widthwise end portions of the steel sheet on the entrance side of the cold rolling mill change according to the Si content of the steel sheet.
  • the temperatures of the widthwise central portion and the widthwise end portions of the steel sheet on the entry side of the cold rolling mill be the temperatures calculated by the following formulas (1) and (2) that vary depending on the Si content ⁇ .
  • a full width heating step of heating the steel plate over the entire width direction of the steel plate by the full width heating device, an edge portion heating step of heating the width direction end portion of the steel plate by the edge portion heating device, and a steel plate by the cold rolling mill and a rolling step of rolling are preferably performed in this order.
  • An edge heating step of heating the ends of the steel plate in the width direction by the edge heating device, a full width heating step of heating the steel plate over the entire width direction of the steel plate by the full width heating device, and a steel plate by the cold rolling mill. and a rolling step of rolling are preferably performed in this order.
  • the cold-rolled steel sheet manufacturing equipment includes a full width heating device that heats the steel plate over the entire width direction of the steel plate, an edge portion heating device that heats the width direction end portion of the steel plate, the full width heating device, and and a cold rolling mill for rolling the steel sheet, which is arranged downstream in the rolling direction with respect to the edge heating device, wherein the full width heating device and the edge heating device are located on the entry side of the cold rolling mill.
  • the steel plate is heated so that the temperature of the widthwise end portions of the steel plate is higher than the temperature of the widthwise central portion of the steel plate.
  • the full-width heating device and the edge heating device change the temperature of the widthwise central portion and the widthwise end portions of the steel sheet on the entry side of the cold rolling mill according to the Si content of the steel sheet.
  • the full width heating device and the edge heating device are preferably installed within 10 m from the entry side of the cold rolling mill.
  • the full-width heating device is preferably a solenoid induction heating device.
  • the full width heating device and the edge heating device are preferably arranged in this order from the upstream side of the cold rolling mill in the rolling direction.
  • the edge heating device and the full width heating device are preferably arranged in this order from the upstream side of the cold rolling mill in the rolling direction.
  • silicon steel sheets can be stably rolled with low environmental load.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing the configuration of a cold-rolled steel sheet manufacturing facility according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a diagram showing the results of evaluating the temperature dependence of bending crack resistance of a silicon steel sheet.
  • FIG. 3 is a diagram showing estimation results of the steel sheet temperature necessary for suppressing brittle fracture according to the Si content of the steel sheet.
  • FIG. 4 is a graph showing the results of evaluating the temperature dependence of edge crack resistance of a silicon steel sheet.
  • FIG. 5 is a diagram showing estimation results of the steel sheet temperature necessary for suppressing edge cracking according to the Si content of the steel sheet.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing the configuration of a cold-rolled steel sheet manufacturing facility according to one embodiment of the present invention.
  • a cold-rolled steel sheet manufacturing facility (hereinafter abbreviated as "manufacturing facility") according to one embodiment of the present invention is a continuous tandem rolling line having a plurality of stands.
  • Device 2 looper 3, full width heating device 4, edge heating device 5 (hereinafter referred to as “heating device 6" when referring to both full width heating device 4 and edge heating device 5), thermometer (plate temperature A measuring device) 7 , a cold tandem rolling mill 8 , a cutting machine (cutting device) 9 and a tension reel 10 are provided.
  • the payoff reel 1 is a device that pays out the steel plate S.
  • a manufacturing facility may have a plurality of payoff reels 1 . In this case, a plurality of payoff reels pay out different steel sheets S respectively.
  • the joining device 2 forms a joined steel plate by joining the tail end of the steel plate (leading material) paid out first from the payoff reel 1 and the leading end of the steel plate (following material) paid out later from the payoff reel 1. It is a device that A laser welder is preferably used as the joining device 2 .
  • the looper 3 is a device that stores the steel plate S so that cold rolling by the cold tandem rolling mill 8 can be continued until the steel plates are joined together by the joining device 2 (until joining is completed). .
  • the full-width heating device 4 is a device that heats the steel plate S over the entire width direction and rolling direction (longitudinal direction) of the steel plate S.
  • the full width heating device 4 is set so that the temperature of the central portion in the width direction of the steel sheet S at the entry side of the cold tandem rolling mill 8 is calculated by the following formula (1), and the temperature corresponding to the Si content of the steel sheet S It is preferable to heat the steel plate S so that it becomes TC . Thereby, the brittle fracture of the steel sheet S can be effectively suppressed.
  • the edge portion heating device 5 is a device that heats the edge portion (end portion in the width direction) of the steel sheet S over the entire rolling direction.
  • the temperature of the edge on the entrance side of the cold tandem rolling mill 8 is a temperature TE according to the Si content of the steel sheet S calculated by the following formula (2). It is better to heat the edge part as follows. At this time, it is also necessary to take into account the temperature of the edge portion which rises due to the heating of the steel plate S by the full-width heating device 4 . As a result, edge cracks in the steel sheet S can be effectively suppressed.
  • the thermometer 7 is a device that measures the surface temperature of the steel plate S.
  • the thermometer 7 is preferably installed near the entry side of the cold tandem rolling mill 8 .
  • a value that compensates for the steel plate temperature that decreases between the thermometer 7 and the entry side of the cold tandem rolling mill 8 is used. By doing so, it will be put into practical use.
  • the cold tandem rolling mill 8 is a device that cold-rolls the steel sheet S in order to make the thickness of the steel sheet S heated by the full-width heating device 4 and the edge heating device 5 a target thickness.
  • the cold tandem rolling mill 8 has five stands, but the number of stands is not particularly limited.
  • the cold tandem rolling mill 8 has a form called 4Hi having four rolls in one stand, but it is not limited to this, and other forms such as 6Hi are also applicable. can do.
  • the cutting machine 9 is a device that cuts the steel plate S after cold rolling.
  • the tension reel 10 is a device that winds up the steel plate S cut by the cutting machine 9 .
  • the form of the tension reel 10 is not limited, and may be, for example, a carousel tension reel.
  • the manufacturing facility may have a plurality of tension reels 10 . In this case, the plurality of tension reels 10 wind up the plurality of steel plates S continuously.
  • the equipment provided in the manufacturing facility is not limited to the equipment described above.
  • the heating device 6 (the order of the full width heating device 4 and the edge heating device 5 is not limited) and the entry side of the cold tandem rolling mill 8 are arranged in this order within 10 m (more preferably adjacently arranged). It is good if there is Therefore, the rolling mill may be a reverse rolling mill instead of a tandem rolling mill. In this case, the heating device 6 and the rolling mill are arranged in this order in the first pass. Further, the cold rolling process and the pickling process, which is the preceding process, can be performed continuously, and a pickling device for pickling the steel sheet S is arranged between the looper 3 and the cold tandem rolling mill 8. You may
  • the heating device 6 which is a feature of the manufacturing method of the cold-rolled steel sheet according to one embodiment of the present invention.
  • the specific heating means of the heating device 6 is not particularly limited, the case where the heating device 6 is an induction heating device will be described below as an example.
  • the full-width heating device 4 may be either a solenoid type or a transverse type induction heating device.
  • the heating device 6 heats at least one of the upper surface and the lower surface of the steel plate S, it is more preferable to heat both the upper surface and the lower surface.
  • the heating device 6 controls the temperature of the steel sheet S measured by the thermometer 7, the target temperature of the steel sheet S on the delivery side of each of the full width heating device 4 and the edge heating device 5, and the temperature of the steel plate S.
  • the target temperature of the heating device 6 is determined based on the time for S to pass through the heating device 6 (that is, the heating time) and the plate thickness of the steel plate S.
  • the target temperature of the steel sheet S heated by the heating device 6 is a temperature that takes into account the distance between the thermometer 7 and the heating device 6 and the distance between the thermometer 7 and the cold tandem rolling mill 8. Must be set.
  • the distance from the heating device 6 to the cold tandem rolling mill 8 is very short, there is not much problem even if the target temperature of the steel sheet S on the delivery side of the heating device 6 is set as the target temperature of the steel plate S heated by the heating device 6. do not have.
  • the thermometer 7, and the cold tandem rolling mill 8 is far away, until the steel plate S reaches the entry side of the cold tandem rolling mill 8, It is necessary to set the target temperature of the steel sheet S heated by the heating device 6 in consideration of the temperature drop of .
  • the amount of energy used for heating the steel sheet should be small, and the heating device 6 and the thermometer 7 should be placed as close to the cold tandem rolling mill 8 as possible.
  • the inventors of the present invention investigated the fracture rate when cold rolling a silicon steel sheet using a tandem rolling mill having five stands. As a result, it was found that silicon steel sheets with a high Si content had a higher fracture rate than silicon steel sheets with a low Si content.
  • breakage on the upstream side such as #1std (hereinafter, the Nth stand from the upstream side in the conveying direction of the steel plate is denoted as "#Nstd"), #2std, etc., and #4std, etc. It was found that the cause was different from the breakage on the downstream side of #5std.
  • bending crack resistance was evaluated when bending strain was applied to the steel plate on a laboratory scale. This is because the resistance to bending cracking in this experiment is thought to be correlated with brittle fracture due to bending deformation at the sheet threading roll and the shape detector at the upstream stand described above.
  • the plate thickness is 2 mm
  • the Si content is 1.8 mass%, 2.8 mass%, 3.3 mass%, and 3.7 mass% (hereinafter referred to as a silicon steel sheet with a Si content of Mmass% is referred to as “M% Si steel”) were annealed at 800° C. (corresponding to hot-rolled sheet annealing).
  • the silicon steel sheet after annealing was pickled, and a test material having a width of 24 mm and a length of 250 mm was cut out using a shearing machine. After that, both end faces were ground by 2 mm each to remove processing strain caused by shearing. This suppressed the occurrence of edge breakage.
  • the 1.8% Si steel and the 2.8% Si steel are steel types in which brittle fracture is unlikely to occur.
  • 3.3% Si steel and 3.7% Si steel are steel types in which brittle fracture occurs at a frequency of about several percent, especially in the upstream stand.
  • the steel sheet temperature at the entry side of the rolling mill is about the same as the temperature in the factory, and is around 15°C in winter.
  • the temperature dependence of the bending crack resistance of silicon steel sheets was investigated when the steel sheet temperature was in the range of 15°C to 45°C.
  • a steel plate with a thickness of 2 mm was rolled at a rolling reduction of 50% to produce a steel plate with a thickness of 1 mm. This simulates #1std.
  • the steel plate was passed through a roller leveler by simulating the bending deformation of the steel plate by a threading roll and a shape detector. Then, bending deformation was applied to the steel plate to evaluate bending crack resistance.
  • the roller leveler has 11 upper and lower work rolls with a diameter of 50 mm, and the roll interval is 60 mm.
  • the 1.8% Si steel did not break up to a tightening amount of 4.0 mm, regardless of the temperature of the steel plate (15 to 45°C).
  • the 2.8% Si steel when the steel plate temperature was 15°C, breakage occurred at a tightening amount of 3.5 mm, but at 25°C or higher, breakage did not occur up to a tightening amount of 4.0 mm.
  • the 3.3% Si steel fracture occurred at a tightening amount of 1.5 mm when the steel plate temperature was 15°C and at a tightening amount of 3.0 mm at 25°C. However, when the steel plate temperature was 35° C. or higher, no breakage occurred up to a tightening amount of 4.0 mm.
  • FIG. 3 shows the result of estimating the steel plate temperature necessary for suppressing brittle fracture according to the Si content of the steel plate based on the results of this experiment.
  • the approximation curve in the drawing is represented by the following formula (3).
  • the Si content ⁇ [%] in the formula (3) is practically considered to be about ⁇ >2.
  • the steel plate temperature T Cmin calculated from the formula (3) is the minimum required temperature, and from the viewpoint of suppression of breakage, this temperature or higher is sufficient. However, if the steel sheet temperature becomes too high, the steel sheet shape and lubricity are affected, so the steel sheet temperature is set to 200° C. or less. Moreover, the upper limit of 4.5% of the Si content ⁇ was set from a range in which the temperature of the steel plate edge portion, which will be described later, is 200° C. or lower.
  • the steel plate was rolled on a laboratory scale to evaluate the presence or absence of edge cracks.
  • the edge crack that occurred on the upstream side in the rolling direction expanded and fractured as it progressed to the stand on the downstream side in the rolling direction. If it is possible to completely suppress the cracking of the edge of the steel sheet, it is possible to suppress the breakage due to the edge cracking.
  • four types of silicon steel plates 1.8% Si steel, 2.8% Si steel, 3.3% Si steel, and 3.7% Si steel, each having a thickness of 2 mm, were cut to a width of 20 mm. and 250 mm long and annealed at 800° C. (equivalent to hot-rolled sheet annealing). Then, the silicon steel sheet after annealing was pickled. It can be considered that the state of the steel plate edge portion at this time is close to the actual state at the entry side of the continuous cold rolling mill.
  • Si steel is a steel type in which cracks at the steel plate edges are less likely to occur.
  • 3.3% Si steel and 3.7% Si steel are steel types in which steel plate edge cracks occur at a frequency of about several percent.
  • the steel sheet temperature at the entry side of the rolling mill is about the same as the temperature in the factory, and is around 15°C in winter. Therefore, the temperature dependence of the edge crack resistance of silicon steel sheets was investigated when the steel sheet temperature was in the range of 15°C to 65°C.
  • FIG. 5 shows the result of estimating the temperature necessary for suppressing edge cracking of the steel sheet according to the Si content of the steel sheet based on the results of this experiment.
  • the approximation curve in the drawing is represented by the following formula (4).
  • the Si content ⁇ [%] in the formula (4) is practically considered to be about ⁇ >2.
  • the steel plate temperature T Emin calculated from the formula (4) is the minimum required temperature, and from the viewpoint of suppression of breakage, this temperature or higher is sufficient.
  • the steel sheet temperature is set to 200° C. or less.
  • the upper limit of 4.5% of the Si content ⁇ was set from the range in which the temperature of the steel plate edge portion calculated from the formula (4) is 200° C. or less.
  • the steel plate is heated within a range of 30 mm or more from the edge of the steel plate. This is because it is the influence range of width widening in cold rolling that affects steel plate edge cracks, and this range is said to be about 30 mm from the edge of the steel plate.
  • the steel plate heating temperature required to suppress breakage from the central portion in the width direction of the steel plate and the breakage from the edge portion are different.
  • the temperature required to suppress breakage from the center in the width direction is 45°C or higher
  • the temperature required to suppress edge cracking is 65°C or higher.
  • the temperature of the edge portion is higher than that of the center portion in the width direction even for the same steel type. It was found that it was necessary to provide a temperature gradient in the width direction of the film, and the present invention was conceived.
  • the heating device 6 acquires information indicating the Si content of the preceding material and the succeeding material, and sets the target temperature based on the information. Change, decide. Further, in the present embodiment, the material to be rolled is described as a silicon steel sheet, but the type of steel sheet is not limited. Steel sheets other than silicon steel sheets to which the technique of the present invention can be preferably applied include, for example, high-strength steel sheets and high-alloy steel sheets.
  • the cold-rolled steel strip manufacturing facility and manufacturing method according to the embodiment of the present invention by using the full-width heating device 4 and the edge heating device 5 together, By appropriately controlling the temperature necessary for suppressing the breakage of the steel sheet and edge cracking, the breakage of the steel sheet is suppressed. Therefore, according to the cold-rolled steel strip manufacturing facility and the cold-rolled steel strip manufacturing method according to one embodiment of the present invention, when the silicon steel sheet is cold-rolled, breakage of the steel sheet is suppressed with the minimum necessary energy. Therefore, the silicon steel sheet can be stably cold rolled with minimum environmental load.
  • a full width heating device and an edge heating device are installed on the entry side of the cold rolling mill in this order from the upstream side in the rolling direction, so that the steel plate temperature on the entry side of the rolling mill can be set to an arbitrary temperature. ing. Then, it was finished to a predetermined thickness by a 5-stand cold tandem rolling mill.
  • All of the steel types used in this example were silicon steel sheets, which were divided into three groups according to the Si content. Specifically, there are three groups: a group with a Si content of 1.0 mass% to 2.0 mass%, a group with a Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass%, and a group with a Si content of 3.0 mass% to 3.5 mass%.
  • Each group has a thickness of 1.8 mm to 2.4 mm before rolling and a thickness of 0.3 mm to 0.5 mm after rolling.
  • care was taken so that the plate thickness was not uneven among the groups.
  • the breaking rate of 200 coils was investigated in each group.
  • the outside air temperature (the temperature inside the factory) was about 15°C.
  • Table 1 shows the coils and conditions investigated.
  • the steel plate temperature was measured using a thermometer installed at the entrance side of the rolling mill.
  • the steel plate temperature at the entry side of the cold tandem rolling mill was calculated according to the Si content of the silicon steel plate from the above formulas (1) and (2), and based on this, the steel plate was heated by the full width heating device and the edge heating device.
  • An example case is shown. This is the case of the configuration in which the order is the full width heating device, the edge heating device, and the cold tandem rolling mill. Also, the distance between the cold tandem rolling mill and the heating device is 10 m.
  • the temperature of the edge portion is higher than that of the central portion of the width of the steel sheet.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 17° C., edge portion 18° C.) having an Si content of 1.0 mass % to 2.0 mass % was 0%.
  • the fracture rate of 200 coils with Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass% is also 0%
  • 200 coils with Si content of 3.0 mass% to 3.5 mass% width
  • the fracture rate at the center (45°C, edge portion 60°C) was also 0%. It was confirmed that by heating the silicon steel sheet according to the present invention, breakage of the steel sheet can be greatly reduced.
  • the steel plate temperature at the entry side of the cold tandem rolling mill was calculated according to the Si content of the silicon steel plate from the above formulas (1) and (2), and based on this, the steel plate was heated by the full width heating device and the edge heating device.
  • An example case is shown. This is the case of the configuration in which the order is the edge portion heating device, the full width heating device, and the cold tandem rolling mill. That is, the invention example 1 is an embodiment that differs only in the arrangement order of the full-width heating device and the edge portion heating device.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 17° C., edge portion 18° C.) having an Si content of 1.0 mass % to 2.0 mass % was 0%.
  • the fracture rate of 200 coils with Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass% is also 0%
  • 200 coils with Si content of 3.0 mass% to 3.5 mass% was also 0%. It has been confirmed that when the steel plate temperature calculated by the above formulas (1) and (2) can be secured at the entry side of the cold tandem rolling mill, the steel plate breakage can be suppressed regardless of the order of the full width heating device and the edge heating device. rice field.
  • the steel plate temperature at the entry side of the cold tandem rolling mill was calculated according to the Si content of the silicon steel plate from the above formulas (1) and (2), and based on this, the steel plate was heated by the full width heating device and the edge heating device.
  • An example case is shown. This is the case where the heating device is installed so that the distance between the cold tandem rolling mill and the heating device is between 1 m and 1.5 m. That is, the distance between the cold tandem rolling mill and the heating device is shorter than in Invention Example 1, and the other conditions are the same as in Invention Example 1.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 17° C., edge portion 18° C.) having an Si content of 1.0 mass % to 2.0 mass % was 0%.
  • the fracture rate of 200 coils with Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass% is also 0%
  • 200 coils with Si content of 3.0 mass% to 3.5 mass% was also 0%. Focusing only on the fracture rate, fracture can be suppressed up to 3.5% Si steel, which is the same as Invention Example 1, but from the viewpoint of energy consumption, it can be significantly reduced compared to Invention Example 1. , and the superiority of Invention Example 3 can be confirmed. Therefore, from the viewpoint of energy consumption reduction (environmental resistance), it was confirmed that the closer the distance between the cold tandem rolling mill and the heating device, the better.
  • the steel plate temperature at the entry side of the cold tandem rolling mill was calculated according to the Si content of the silicon steel plate from the above formulas (1) and (2), and based on this, the steel plate was heated by the full width heating device and the edge heating device.
  • An example case is shown.
  • a transverse induction heating device is used. That is, this is an example in which, of the conditions of Example 1, the full width heating device was changed from the solenoid type induction heating device to the transverse type induction heating device.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 17° C., edge portion 18° C.) having an Si content of 1.0 mass % to 2.0 mass % was 0%.
  • the fracture rate of 200 coils with Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass% is also 0%
  • 200 coils with Si content of 3.0 mass% to 3.5 mass% was also 0%. It was confirmed that the full-width heating device can obtain the same fracture suppression effect for the solenoid type and the transverse type.
  • the rupture rate of 200 coils width center 30° C., edge portion 25° C.
  • Si content 2.0 mass% to 3.0 mass% is 0.5%
  • the breaking rate of the coil was 2%.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 40 ° C., edge portion 35 ° C.) with Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass% is 0%
  • the fracture rate at the center (70°C, edge portion 60°C) was also 0%.
  • the temperature of the central portion in the width direction is heated more than necessary from the viewpoint of suppression of breakage, and it is preferable to reduce the input energy amount when considering the environmental load.
  • the rupture rate of 200 coils with a Si content of 1.0 mass% to 2.0 mass% is 0%, and the Si content of 200 coils with a Si content of 2.0 mass% to 3.0 mass%
  • the fracture rate at (width center 25°C, edge portion 30°C) was also 0%.
  • the fracture rate of 200 coils (width center 40° C., edge portion 50° C.) of 3.0 mass % to 3.5 mass % was 1%.
  • the distance between the heating device and the cold tandem rolling mill should be as short as possible. It was confirmed that when installed, the higher the Si steel, the more likely it is to break.
  • the rupture rate of 200 coils (width center 30° C., edge portion 40° C.) having a Si content of 3.0 mass % to 3.5 mass % was 1.5%. It was confirmed that when the steel plate temperature is lower than the steel plate temperature calculated from the above formulas (1) and (2), the higher the Si steel, the more likely it is to break.

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Abstract

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全幅加熱装置と、鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置と、全幅加熱装置及びエッジ部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、全幅加熱装置及びエッジ部加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含む。

Description

冷延鋼板の製造方法及び製造設備
　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全幅加熱装置と鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置とを組み合わせて両者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全幅加熱装置と、前記鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置と、前記全幅加熱装置及び前記エッジ部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、前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含む。
　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とよい。
　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とよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　前記全幅加熱装置によって鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱工程と、前記エッジ部加熱装置によって鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱工程と、前記冷間圧延機によって鋼板を圧延する圧延工程と、をこの順に行うとよい。
　前記エッジ部加熱装置によって鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱工程と、前記全幅加熱装置によって鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱工程と、前記冷間圧延機によって鋼板を圧延する圧延工程と、をこの順に行うとよい。
　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全幅加熱装置と、前記鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置と、前記全幅加熱装置及び前記エッジ部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、前記全幅加熱装置及びエッジ部加熱装置は、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。
　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置が、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とよい。
　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置が、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とよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置は、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とよい。
　前記全幅加熱装置は、ソレノイド式誘導加熱装置であるとよい。
　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置は、前記冷間圧延機の圧延方向上流側からこの順に配置されているとよい。
　前記エッジ部加熱装置及び前記全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の圧延方向上流側からこの順に配置されているとよい。
　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、エッジ部加熱装置５（以下、全幅加熱装置４とエッジ部加熱装置５の両方を指す場合には「加熱装置６」と表記）、温度計（板温計測装置）７、冷間タンデム圧延機８、切断機（切断装置）９、及びテンションリール１０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８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。なお、全幅加熱装置４は、冷間タンデム圧延機８の入側での鋼板Ｓの幅方向中央部の温度が以下に示す数式（１）により算出される鋼板ＳのＳｉ含有量に応じた温度ＴＣとなるように鋼板Ｓを加熱するとよい。これにより、鋼板Ｓの脆性破断を効果的に抑制することができる。
　エッジ部加熱装置５は、鋼板Ｓのエッジ部（幅方向端部）を圧延方向全域に亘って加熱する装置である。なお、エッジ部加熱装置５は、冷間タンデム圧延機８の入側でのエッジ部の温度が以下に示す数式（２）により算出される鋼板ＳのＳｉ含有量に応じた温度ＴＥとなるようにエッジ部を加熱するとよい。この際、全幅加熱装置４により鋼板Ｓを加熱することで上昇するエッジ部の温度も考慮する必要がある。これにより、鋼板Ｓのエッジ部割れを効果的に抑制することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　温度計７は、鋼板Ｓの表面温度を計測する装置である。温度計７は、冷間タンデム圧延機８の入側直近に設置するとよい。但し、実際には、温度計７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７から冷間タンデム圧延機８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８は、全幅加熱装置４及びエッジ部加熱装置５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８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８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９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１０は、切断機９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１０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１０を複数備えてもよい。この場合、複数のテンションリール１０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、加熱装置６（全幅加熱装置４とエッジ部加熱装置５の順番は限定されない）と冷間タンデム圧延機８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パス目に加熱装置６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８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、加熱装置６による鋼板Ｓの加熱工程について説明する。なお、加熱装置６の具体的な加熱手段は特段限定されないが、以下では加熱装置６が誘導加熱装置である場合を例として説明する。また、全幅加熱装置４は、ソレノイド式又はトランスバース式の誘導加熱装置のどちらでも構わない。また、加熱装置６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、加熱装置６が、温度計７によって測定された鋼板Ｓの温度、全幅加熱装置４及びエッジ部加熱装置５それぞれの出側における鋼板Ｓの目標温度、鋼板Ｓが加熱装置６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、加熱装置６の目標温度を決定する。なお、加熱装置６によって加熱される鋼板Ｓの目標温度は、温度計７と加熱装置６との間の距離、及び温度計７と冷間タンデム圧延機８との間の距離を考慮した温度に設定する必要がある。例えば加熱装置６から冷間タンデム圧延機８までの距離が非常に短い場合、加熱装置６の出側における鋼板Ｓの目標温度を加熱装置６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、加熱装置６、温度計７、及び冷間タンデム圧延機８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８の入側に鋼板Ｓが到達するまでの温度降下を考慮して加熱装置６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とよく、加熱装置６及び温度計７は冷間タンデム圧延機８に可能な限り近接させるとよい。
　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、加熱装置６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加熱装置６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ＴＣｍｉｎ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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　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、加熱装置６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加熱装置６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ＴＥｍｉｎ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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　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、全幅加熱装置４とエッジ部加熱装置５とを併用することにより、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それぞれ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とエッジ部加熱装置が圧延方向上流側から順に設置されており、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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
〔参考例〕
　全幅加熱装置及びエッジ部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及びエッジ部加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。全幅加熱装置、エッジ部加熱装置、及び冷間タンデム圧延機の順となる構成の場合である。また、冷間タンデム圧延機と加熱装置との間の距離は１０ｍである。本発明例では、鋼板幅中央部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及びエッジ部加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。エッジ部加熱装置、全幅加熱装置、及び冷間タンデム圧延機の順となる構成の場合である。つまり、発明例１とは、全幅加熱装置とエッジ部加熱装置の配置順だけが異なる実施例である。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。冷間タンデム圧延機入側で上記数式（１），（２）より算出される鋼板温度を確保できる場合、全幅加熱装置とエッジ部加熱装置の順番によらず鋼板の破断を抑制できることが確認された。
〔発明例３〕
　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及びエッジ部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加熱装置との距離が１ｍから１．５ｍの間になるように加熱装置を設置した場合である。つまり、発明例１と比較して、冷間タンデム圧延機と加熱装置の距離が近くなっており、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、３．５％Ｓｉ鋼まで破断を抑制できており、発明例１と同じであるが、エネルギー使用量の観点からは、発明例１と比較して大幅に低減できており、発明例３の優位性が確認できる。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加熱装置の距離は近いほどよいということが確認できた。
〔発明例４〕
　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及びエッジ部加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。ここでは、トランスバース式の誘導加熱装置を用いる。つまり、発明例１の条件のうち、全幅加熱装置をソレノイド式の誘導加熱装置からトランスバース式の誘導加熱装置に変更して実施した例である。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。全幅加熱装置はソレノイド式とトランスバース式で同等の破断抑制効果を得られることが確認できた。
〔比較例１〕
　エッジ部加熱装置は使用せず、全幅加熱装置のみを用いた場合の例を示している。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、エッジ部温度は幅中央部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することができていなかった。
〔比較例２〕
　エッジ部加熱装置は使用せず、全幅加熱装置のみを用いた場合の例を示している。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加熱するということである。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％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４０℃、エッジ部３５℃）の破断率は０％、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、幅方向中央部の温度は、破断抑制の観点からは必要以上に加熱しており、環境負荷を考えた際には、投入エネルギー量を低減するとよい。
〔比較例３〕
　全幅加熱装置は使用せず、エッジ部加熱装置のみ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エッジ部の温度は数式（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１８℃）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１５℃、エッジ部３５℃）の破断率は０．５％、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は抑制できていなかった。
〔比較例４〕
　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及びエッジ部加熱装置により鋼板を加熱した場合の例を示している。加熱装置と冷間タンデム圧延機の距離が２０ｍの場合である。つまり、発明例１の条件のうち、加熱装置と冷間タンデム圧延機との間の距離を長くした例である。加熱装置と冷間タンデム圧延機の距離が長いため、加熱装置の能力の上限値まで使用しても上記数式（１），（２）より算出した冷間タンデム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、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。加熱装置と冷間タンデム圧延機との間の距離は短い方がよく、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５〕
　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、全幅加熱装置及びエッジ部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％、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。
　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。
　本発明によれば、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ができる。
　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　エッジ部加熱装置
　６　加熱装置
　７　温度計
　８　冷間タンデム圧延機
　９　切断機
　１０　テンションリール
　Ｓ　鋼板

Claims (12)

  1. 　鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱装置と、前記鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置と、前記全幅加熱装置及び前記エッジ部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、前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置を用いて鋼板を加熱するステップを含む、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、請求項１に記載の冷延鋼板の製造方法。
  3. 　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、請求項１又は２に記載の冷延鋼板の製造方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
  4. 　前記全幅加熱装置によって鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱工程と、前記エッジ部加熱装置によって鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱工程と、前記冷間圧延機によって鋼板を圧延する圧延工程と、をこの順に行う、請求項１～３のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造方法。
  5. 　前記エッジ部加熱装置によって鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱工程と、前記全幅加熱装置によって鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱工程と、前記冷間圧延機によって鋼板を圧延する圧延工程と、をこの順に行う、請求項１～３のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造方法。
  6. 　鋼板の幅方向全域に亘って鋼板を加熱する全幅加熱装置と、
    　前記鋼板の幅方向端部を加熱するエッジ部加熱装置と、
    　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部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、
    　前記全幅加熱装置及びエッジ部加熱装置は、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、冷延鋼板の製造設備。
  7. 　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置が、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、請求項６に記載の冷延鋼板の製造設備。
  8. 　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置が、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、請求項６又は７に記載の冷延鋼板の製造設備。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
  9. 　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置は、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、請求項６～８のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造設備。
  10. 　前記全幅加熱装置は、ソレノイド式誘導加熱装置である、請求項６～９のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造設備。
  11. 　前記全幅加熱装置及び前記エッジ部加熱装置は、前記冷間圧延機の圧延方向上流側からこの順に配置されている、請求項６～１０のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造設備。
  12. 　前記エッジ部加熱装置及び前記全幅加熱装置は、前記冷間圧延機の圧延方向上流側からこの順に配置されている、請求項６～１０のうち、いずれか１項に記載の冷延鋼板の製造設備。
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