JPH04323328A - 鋼帯の連続焼鈍温度制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、ローラハース横型連続
焼鈍炉を用いた連続焼鈍時に鋼帯の幅方向の端部で発生
する耳波を、効果的に防止することができる鋼帯の連続
焼鈍温度制御方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】冷間圧延が行われた冷延鋼帯には、主と
して結晶組織の調整または内部応力の除去を目的として
、焼鈍が施される。一般に、かかる焼鈍は、縦型炉やロ
ーラハース横型炉などの多帯式の連続焼鈍炉　（鋼帯の
進行方向から加熱帯、均熱帯、徐冷帯および冷却帯をこ
の順に配置されてなる焼鈍炉）を用いて行われる。とこ
ろが、例えば板厚が１ｍｍ以下の薄い鋼帯に焼鈍を行う
場合、図６に示すように、ローラハース型連続焼鈍炉に
より焼鈍された鋼帯１には耳波２といわれる形状不良が
発生し易い。耳波とは、ライン方向の伸び歪が鋼帯の幅
方向の中央部よりも鋼帯の幅方向の端部で大きいために
、前記端部にライン方向の圧縮応力が作用することによ
り生ずる座屈変形である。発生した耳波の一例の断面形
状を図７に示す。同図において、耳波の波形の急峻度λ
〔λ＝　（ｈ／Ｌ）×１００　％、ただしｈ：波高さ、
Ｌ：波のピッチ〕は１％以上にも達することがあり、従
来この耳波が生じると、鋼帯１の耳波発生部は最終的に
切断してスクラップとせざるを得ず、鋼帯１の製造コス
トを増加する原因の一つとなっていた。

【０００３】耳波の発生を防止するため、従来より様々
な提案がなされており、本発明者等も、例えば特開平１
−　５８２１７号公報において、鋼帯が連続焼鈍炉の冷
却帯に入る以前に鋼帯に発生あるいは残存した耳波を、
冷却帯にて、鋼帯の幅方向の中央部を相対的に強冷却す
ることにより、鋼帯の幅方向の中央部にライン方向の塑
性伸びを与えて、耳波を矯正する技術を提案した。

【０００４】また、図８に示すような、鋼帯１の幅方向
の中央部で生じる縦じわ　（縦波）　であるヒートバッ
クルの発生を抑制することができる技術として、特開昭
５９−２３８２６　号公報には、ロールに鋼帯を巻き付
け接触させて冷却を行う縦型連続焼鈍炉において、ロー
ル１本当りの鋼帯の温度降下量を特定することにより、
鋼帯の幅方向における温度不均一を低減する技術が、特
開昭６１−１８３４１４号公報には、幅方向に分割した
ガスジェット冷却装置により鋼帯の幅方向に関する温度
分布を均一化する技術が、さらに特開昭６０−４６３２
７　号公報には、冷却ロールの冷却能力を調整すること
により、鋼帯のライン方向に関する温度勾配を制御して
、鋼帯の幅方向の中央部における幅方向圧縮応力を座屈
応力以下に抑える技術がそれぞれ提案されている。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】本発明者らが特開平１
−　５８２１７号公報により提案した技術は、極めて有
効でしかも十分に実用性のある技術であるが、この技術
によっても耳波を完全に矯正して鋼帯の形状を平坦にす
ることは容易ではない。本技術とともに、連続焼鈍炉内
での耳波の発生を防止することができる技術の開発が望
まれる。また、特開昭５９−２３８２６　号公報、特開
昭６１−１８３４１４号公報または特開昭６０−４６３
２７　号公報により提案された技術は、縦型連続焼鈍炉
で発生するヒートバックルを防止するための技術であっ
て、ヒートバックルとはその発生機構が異なるローラハ
ース横型連続焼鈍炉での耳波の発生防止には適用できな
い。

【０００６】これらの提案以外に、鋼帯の耳波の発生を
極力抑制するために、従来より、■鋼帯のライン方向張
力を小さくすること、■鋼帯温度をライン方向、幅方向
共に可及的に均一な状態に保ちつつ加熱および冷却を行
うこと等が実施されてきた。しかし、■については、ラ
イン張力を小さくし過ぎると　（通常、０．２ｋｇｆ／
ｍｍ２以下程度にすると）　鋼帯を通板できなくなった
り、または焼鈍炉中で鋼帯が自重によってハースロール
間で懸垂してハースロールと鋼帯との接触時間が長くな
るためにハースロール表面に低融点合金のビルドアップ
が生じ、鋼帯に表面疵が発生するという問題が生じる。 また、■については、そもそも連続焼鈍工程であるため
に鋼帯の温度をライン方向に均一に保つことはかなりむ
ずかしく、たとえ、これを何らかの手段により実現した
と仮定すると、鋼帯の温度を幅方向に均一に保ち、かつ
冷却速度を極力小さくする必要があるが、いたずらに冷
却速度を小さくすることは、炉長の不要な増大を招き、
設備費低減の観点から好ましくない。

【０００７】このように、従来の技術では、ローラハー
ス横型連続焼鈍炉での鋼帯の連続焼鈍の際に、鋼帯に耳
波が発生し易く、特に鋼帯の焼鈍の際の最高到達温度が
高い場合にその傾向が顕著である。ここに、発明の目的
は、上記問題点に対し、ローラハース横型連続焼鈍炉で
鋼帯を連続焼鈍する場合の耳波の発生を鋼種に関係なく
防止することができ、効果的で経済的な鋼帯の連続焼鈍
温度制御方法を提供することにある。

【０００８】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、これまで
耳波の発生を防止できなかった最大の原因は、ローラハ
ース横型連続焼鈍炉での焼鈍条件　（冷却速度やライン
張力）　の決定に関して、既に多数の提案がなされてい
る縦型炉でのヒートバックル防止条件といったような、
耳波の発生の防止のための定量的な条件が不明なためで
あると考え、まず耳波の発生機構を解明するために検討
を重ねた。前述のように、耳波は、鋼帯の幅方向の端部
における部分的な座屈変形であると捉えることができる
。すなわち、連続焼鈍終了時の耳波発生部には座屈限界
を越えた大きさの圧縮応力が作用しているが、このこと
は、連続焼鈍炉内で、鋼帯の幅方向の端部にライン方向
に関する引張応力が作用し、鋼帯の幅方向中央部と比較
して相対的に大きな非弾性伸び歪が生じたことを意味し
ている。

【０００９】したがって、本発明者らは、耳波を発生さ
せないためには、鋼帯の幅方向の端部でのライン方向に
関する引張応力の発生に寄与する連続焼鈍時の諸要因を
解明し、これらの要因と引張応力の大きさとの関係を明
らかにすることが必要であると考え、さらに検討を重ね
た。鋼帯の幅方向の端部でのライン方向に関する引張応
力は、鋼帯の温度分布から生じる熱応力σＴ　とライン
張力σｕ　との和として表される。

【００１０】本発明者らは、熱応力の理論解析の結果か
ら、ライン方向の熱応力σＴ　は、一般に幅方向に温度
分布が存在する場合に生じるが、鋼帯の温度分布が幅方
向にたとえ均一な場合であってもライン方向の温度勾配
：　ｄＴ／ｄｘ　が変化する場合には、温度勾配の変化
点を中心として生じ、その値は、ライン方向の温度勾配
変化量：ΔｄＴ／ｄｘ　＝〔　（ｄＴ／ｄｘ）ａ　−　
（ｄＴ／ｄｘ）ｂ　〕と鋼帯幅：Ｗとに比例することを
知見した。本発明者らは、連続焼鈍炉内では鋼帯の変形
の発生防止や材質の均一化を図ることを目的として、通
常、鋼帯の幅方向について均一な温度分布となるように
加熱および冷却が制御されているため、まず鋼帯の幅方
向に温度勾配が発生していない場合のσＴ　を算出する
方法について検討した。

【００１１】図９（ａ）　は、鋼帯の幅方向には温度勾
配は発生しておらず、ライン方向に温度勾配の変化があ
る場合（−３℃／ｍ→−１４．７℃／ｍ）　のライン方
向の温度分布の一例を示すグラフであり、図９（ｂ）　
は、このときの鋼帯の幅方向中央部〜幅方向端部におけ
る熱応力σＴ　の分布を示す略式説明図である。図９（
ａ）　および図９（ｂ）は、鋼帯冷却時の例であるが、
加熱時についてもライン方向の温度分布が上に凸、すな
わち温度勾配の変化量が負の場合は鋼帯の幅方向の端部
にライン方向の引張による熱応力　（σＴ　＞０）　を
生じる。逆に、ライン方向の温度分布が下に凸、すなわ
ち温度勾配の変化量が正の場合は、鋼帯の幅方向の端部
の熱応力σＴ　は圧縮による熱応力　（σＴ　＜０）　
となる。ライン方向に関する温度勾配の変化によって、
このようにライン方向の熱応力σＴ　が生じる理由は、
鋼帯の幅方向の端面部がいわば自由端だからである。

【００１２】そこで、本発明者らは、ライン方向の熱応
力σＴ　に影響を及ぼす要因を、様々な条件のもとで検
討した結果、下記（ａ）　ないし（ｄ）　に列記する結
果を得た。 （ａ）σＴ　の値は、ΔｄＴ／ｄｘ　の値に正比例し、
温度勾配の変化点の前後の一定温度勾配部の長さには殆
ど影響されないこと、（ｂ）σＴ　の値は、鋼帯幅Ｗに
比例し、Ｗが大きいほどσＴ　も大きくなるが、板厚に
依っては変化しないこと、（ｃ）σＴ　の値は、温度勾
配の変化点の温度における鋼帯の縦弾性率：Ｅ、熱線膨
脹係数：αの値に比例すること、および（ｄ）ポアソン
比の影響は小さく、ポアソン比は殆どの鋼材で約　０．
３であり、温度による変化も小さいため、無視すること
ができること。

【００１３】本発明者らは、これらの結果に基づいて、
熱応力σＴ　を算出可能な次式■を導いた。 σＴ　＝Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴ／ｄｘ　　・・・・・
・・■但し、Ａ：定数 Ｗ：鋼帯幅　（ｍ） α：熱線膨脹係数　（１／℃） Ｅ：縦弾性係数　（ｋｇｆ／ｍｍ２） ΔｄＴ／ｄｘ：鋼帯のライン方向温度勾配変化量　（℃
／ｍ）σｕ　：ライン張力（ｋｇｆ／ｍｍ２）である。 ここで定数Ａは鋼板の幅によって−０．１３〜−０．１
５程度変化するが、場合が１ｍ程度の場合は、実用上Ａ
＝−０．１４としてよい。

【００１４】次に、連続焼鈍炉においては殆ど起こり得
ないが、鋼帯の幅方向について温度分布が存在し、ライ
ン方向に関する温度勾配の変化が無い場合、鋼帯の幅方
向の端部の熱応力σＴ　’　は、例えば図１０に示す温
度分布に対し、材料力学の公式より、 σＴ　’　＝α・Ｅ・δＴ・　（γ−１）・・・・・・
・■と表される。但し、δＴは鋼帯の幅方向に関する温
度偏差であり、鋼帯の幅方向の端部の温度：Ｔｅ、幅中
央部の温度：Ｔｃを用いて、δＴ＝Ｔｅ−Ｔｃとした。 γは、図１０に示すように、温度Ｔｅ部分の幅Ｗｅと１
／２Ｗとの比、すなわち２Ｗｅ／Ｗ　である。式■は、
δＴの符号に関わらず適用することができ、δＴ＞０で
σＴ　’　は圧縮による熱応力となり、δＴ＜０でσＴ
　’　は引張による熱応力となる。

【００１５】次に、ライン方向の温度勾配の変化と幅方
向の温度分布とがともに存在する場合、鋼帯の幅方向の
端部の熱応力σＴ　’’は、鋼帯幅方向の平均温度Ｔｍ
を用いて、式■と同様の式で表される温度勾配の変化に
起因した熱応力と■式により表される熱応力との和とし
て、次式■で表されることがわかった。 　　σＴ　’’＝Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴｍ／ｄｘ＋α
・Ｅ・δＴ・　（γ−１）・・・■なお、δＴ＝０の場
合、式■は式■と同一となる。

【００１６】よって、本発明者らは、式■ならびに式■
から、連続焼鈍炉内での鋼帯の幅方向の端部での応力σ
は、ライン方向の熱応力σＴ　またはσＴ　’’にライ
ン張力σｕ　を加えて、 （鋼帯幅方向に温度分布が均一である場合）σ＝σＴ　
＋σｕ　　　　　　　　　　　　　　　　　　　・・・
・・・・■（鋼帯幅端部と幅中央部とで温度偏差がある
場合）σ＝σＴ’’＋σｕ　　　　　　　　　　　　　
　　　　・・・・・・・■と表され、鋼帯に耳波を発生
させないためには、鋼帯の端部に塑性伸び歪を発生させ
なければよいため、耳波の発生を防止する条件は、式■
および式■中のσに対して、それぞれ σＹ　＞σ　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　
　　　　・・・・・・・■となるように、連続焼鈍炉の
操業条件　（加熱および冷却条件）　を制御すればよい
ことを知見して、本発明を完成した。

【００１７】ここに、本発明の要旨とするところは、鋼
帯に加熱および冷却を行って連続焼鈍を行う際に、鋼帯
のライン方向温度勾配変化量ΔｄＴ／ｄｘ　（℃／ｍ）
　が下記式を満足するとともに、前記鋼帯の幅方向温度
分布が均一になるように、前記加熱および冷却を制御す
ることを特徴とする鋼帯の連続焼鈍温度制御方法である
。 σＹ　＞Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴ／ｄｘ＋σｕ　・・・
・・・・■ また、鋼帯に加熱および冷却を行って連続焼鈍を行う際
に、鋼帯の幅方向に温度偏差δＴ（＝Ｔｅ−Ｔｃ）（℃
）　を設け、かつ鋼帯の幅方向の材料平均温度Ｔｍ　（
℃）　のライン方向温度勾配変化量ΔｄＴｍ／ｄｘ　（
℃／ｍ）　が下記式を満足するように、前記加熱および
冷却を制御してもよい。

【００１８】 　　σＹ　＞Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴｍ／ｄｘ＋α・Ｅ
・δＴ　・　（γ−１）＋σｕ　・・・■前記式■およ
び式■において、 σＹ　：　温度勾配変化点の温度における鋼材の降伏応
力（ｋｇｆ／ｍｍ２） Ａ：　定数 Ｗ：　鋼帯幅　（ｍ） α：　熱線膨脹係数　（１／℃） Ｅ：　縦弾性係数　（ｋｇｆ／ｍｍ２）Ｔｅ、Ｔｃ：　
それぞれ幅方向の端部温度、幅方向の中央部温度　（℃
） γ：　Ｔｅ部分の幅ＷｅとＷ／２　の比、すなわち２Ｗ
ｅ／Ｗσｕ　：　ライン張力（ｋｇｆ／ｍｍ２）である
。

【００１９】

【作用】以下、本発明を作用効果とともに詳述する。上
記式■および式■において、σＹ　は、着目するライン
方向の温度勾配の変化点での鋼帯の幅方向の端部の温度
における材料の降伏応力である。連続焼鈍炉内における
鋼帯の温度は、直接測定してもよいし、予め鋼帯の板厚
、板幅、通板速度と炉内温度との関係を調査しておき、
炉内温度の測定値から間接的に求めてもよい。

【００２０】鋼帯の鋼種、幅、ライン張力が求められれ
ば、式■または式■における不等号を等号に置き換えて
、耳波を発生させないライン方向温度勾配変化量の上限
値を求めることができる。本発明の方法に従って、この
上限値未満の値となるように、ライン方向温度勾配変化
量を抑制すれば、連続焼鈍の際に生じていた耳波の発生
を防止することができる。実用的には、鋼材の降伏応力
のばらつきを勘案して、前記上限値の８０％以下の温度
勾配変化量とすることが安定的かつ確実に耳波の発生を
防止するという観点からは望ましい。

【００２１】式■を用いる本発明において、鋼帯の幅方
向の端部の温度を幅方向の中央部の温度よりも高くなる
ようにして加熱および冷却を行うのは、式■により示し
たように、幅方向の温度分布により幅方向の端部に圧縮
による熱応力が生じることを利用して、鋼帯の幅方向の
端部の引張応力の値を減少するためである。このことに
よって、鋼帯を幅方向に均一な温度で加熱・冷却する場
合よりも、ライン方向の温度勾配の変化量の上限値を大
きくすることができるからである。すなわち、ライン方
向温度勾配の変化量を大きくすることができれば、鋼帯
の加熱および冷却の際の温度勾配を短いライン長さ範囲
で大きくすることが可能となり、炉長を短くでき、設備
の小型化および操業コストの削減が可能となる。

【００２２】ライン張力の決定方法は、通常の連続焼鈍
過程で行われているように、鋼帯の最高到達温度におけ
る降伏応力よりも小さくする。さらに、通常、通板上の
問題や表面疵の発生の問題から張力の下限値が定められ
る　（０．２ｋｇｆ／ｍｍ２程度）　が、ライン張力は
、これらの上下限値の範囲内からなるべく下限値に近い
値を選択することが望ましい。なぜならば、式■および
式■からわかるように、ライン張力が小さいほどライン
方向の温度勾配の変化量を大きく設定することが可能と
なるからである。

【００２３】なお、通常の連続焼鈍炉においては、加熱
帯は炉長が十分に長く、ライン方向の温度勾配の変化が
小さいこと、ならびに加熱帯内の鋼帯温度が低く、発生
する応力に比べて降伏応力が大きいことから、耳波の原
因となる塑性伸び歪が鋼帯の幅方向の端部に発生するこ
とは殆どない。本発明者らが、実験ならびに理論計算か
ら特定したところ、鋼帯の幅方向の端部の塑性伸び歪が
生じるのは、鋼帯の温度が高い、均熱帯の出側から徐冷
帯、冷却帯の入側までである。よって、通常の連続焼鈍
炉において耳波の発生を防止するためには、耳波の発生
のおそれがある均熱帯、徐冷帯、冷却帯において本発明
を適用すればよい。但し、加熱帯においても、急激な加
熱を余儀なくされ、耳波の発生が懸念される場合には、
本発明の方法が有効であることはいうまでもない。

【００２４】なお、本発明において、加熱および冷却を
制御するためには、例えば、均熱帯に設けたラジアント
チューブ加熱装置の燃焼ガス量制御、冷却帯の冷却ガス
ジェットの風量制御、さらには徐冷帯に設けた電気ヒー
ター等を用いて、行えばよく、何ら制限は要さない。さ
らに、本発明を実施例を参照しながら説明するが、これ
はあくまでも本発明の例示であって、これにより本発明
が限定されるものでない。

【００２５】

【実施例】図１に模式的に示すローラハース横型連続焼
鈍炉を使用し、本発明の方法、比較法　（従来法）　に
よる焼鈍を行い、焼鈍後の鋼帯形状を調べた。ここで、
比較法とは、均熱帯（ＳＦ）、徐冷帯（ＣＺ）、冷却帯
（ＪＣ）において、前記式■または式■を満足しないも
のである。

【００２６】

【実施例１】図２に示す降伏応力を有する鋼種ａの鋼帯
を、前記式■を用いる本発明にかかる方法を用いて、均
熱帯、徐冷帯および冷却帯の各ヒートパターンを決定し
、焼鈍温度９５０　℃で連続焼鈍した。鋼帯幅は１．０
ｍと１．２ｍとの２水準、鋼帯板厚は０．５ｍｍ　と０
．３５ｍｍとの２水準、ライン張力は鋼種ａの９５０　
℃における降伏応力よりも小さな値である０．４ｋｇｆ
／ｍｍ２と０．３ｋｇｆ／ｍｍ２の２水準とした。 なお、ラインスピードは５０ｍ／ｍｉｎ　とした。本発
明の方法を用いたヒートパターンの決定方法を表１のケ
ース１を例にとって説明する。

【００２７】先ず、鋼帯温度が最も高くなる、ＳＦ出側
でのライン方向温度勾配の変化量の上限値を求める。す
なわち、９５０　℃における降伏応力σＹ　：０．５　
ｋｇｆ／ｍｍ２　、鋼帯幅Ｗ：１．２ｍ、板厚：０．５
　ｍｍならびに予め測定していた縦弾性率Ｅ、線膨脹係
数αを式■に代入して、ΔｄＴ／ｄｘ　＜−４．４　℃
／ｍを得た。なお、定数Ａは−０．１４とした。この上
限値の０．８　倍、すなわち−４．４　×０．８　≒−
３．５（℃／ｍ）　を許容する温度勾配変化量とした。 この温度勾配変化量を、ＳＦでの加熱温度勾配ならびに
ＣＺでの冷却温度勾配として、図３に示すようにｄＴ／
ｄｘ　＝−３．５／２　＝−１．７５℃／ｍずつ等分に
均熱帯および徐冷帯に振り分けた。なお、ＳＦ出側での
温度勾配変化点を第０変化点、ＣＺでの温度勾配変化点
を、ライン進行方向に向かって、第１＋、第２＋、・・
・変化点とし、ＳＦでの温度勾配変化点を、ライン逆方
向に向かって、第１−、第２−、・・・変化点と略称す
る。

【００２８】第１＋、および第１−変化点でのΔｄＴ／
ｄｘ　を、第０変化点と同じく−３．５　℃／ｍとすれ
ば　（第１＋、第１−変化点においては鋼帯温度が第０
変化点よりも低く、σＹ　が大きいため、これら変化点
でのΔｄＴ／ｄｘ　の上限値は第０変化点よりも大きい
。よって第１＋、第１−変化点でのΔｄＴ／ｄｘ　を第
０変化点と同じにすることは本発明の範囲を満たすこと
になる）　、第１＋変化点以後のｄＴ／ｄｘは、−１．
７５−３．５　＝−５．２５℃／ｍ、第１−変化点以前
のｄＴ／ｄｘ　は、１．７５＋３．５　＝５．２５℃／
ｍと決定することができる。同様に、第２＋、第２−変
化点の以前、以後のｄＴ／ｄｘ　も決定した。（表１参
照）

【００２９】

【表１】

【００３０】ここでは、ΔｄＴ／ｄｘ　の上限値が第０
変化点のものと同じ値を用いたが、これらの変化点にお
ける鋼帯温度からΔｄＴ／ｄｘ　を求め、第０変化点と
異なる値を用いても良い。本実施例では、図１に示すよ
うにＣＺを１０個、ＳＦを８個のサブゾーンに分け、必
要に応じて各サブゾーンにおいてΔｄＴ／ｄｘ　の値を
再計算し変更した。また、一般に、第ｎ＋、第ｎ−温度
勾配変更点での温度は、異なった値であっても良い。

【００３１】以上のように求めたヒートパターンは、Ｓ
Ｆにおいてはラジアントチューブ加熱装置の燃焼ガス量
を制御することにより、また、ＪＣにおいては、冷却ガ
スジェットの風量を制御することにより、実現した。ま
た、ＣＺにおいては通常、積極的な加熱・冷却は行われ
ないが、本実施例のヒートパターンを実現するために、
電気ヒータとファン冷却機構を設置し、要求する温度勾
配が得られるように制御した。非接触式温度計を用いて
測定した、本発明例であるケース１と従来法による温度
変化を比較して図４に示す。また、図５は、図４の温度
変化から鋼帯のライン方向の応力を再計算したものであ
る。 従来法では、一定温度勾配での加熱・冷却域が長いため
に、温度勾配が変わる点でのΔｄＴ／ｄｘ　が大きくな
り、ＳＦ内からＣＺ入側部ならびに、ＪＣ入側部での応
力がσＹ　を越えているのに対し、本発明であるケース
１では、温度勾配変化が適正範囲に制御されており、σ
Ｙ　を越える応力は発生していない。同様にして行った
他の実施例の結果　（ケース２ないしケース４）　を表
１に併せて示す。従来法で見られた耳波の発生が、本発
明例では皆無であった。

【００３２】

【実施例２】図２に示す降伏応力を有する鋼種ｂ、幅１
．２ｍ、板厚０．５　ｍｍの鋼帯を、式■を用いる本発
明にかかる方法を用いて、実施例１と同じ連続焼鈍炉を
用いて、焼鈍温度：１０７５℃で連続焼鈍した。鋼帯の
幅方向温度偏差付与は、ＳＦにおいては、鋼帯の幅方向
の端部側からサイドバーナ加熱を併用することにより、
ＣＺにおいては、電気ヒータの加熱強さならびにファン
冷却の強さを幅方向に変化させ、ＪＣにおいては、ガス
ジェット風量を幅方向に変化させることにより行い、幅
方向の端部約２００　ｍｍ部を、鋼帯の幅方向の中央部
に比較して約５℃ほど高温になるように制御した。結果
を表２に示す。

【００３３】

【表２】

【００３４】耳波の発生は皆無であった。幅方向に温度
偏差を付与すると、付与しない場合に比較して、ΔｄＴ
／ｄｘ　の上限値を約３倍まで大きくすることができ、
本実施例では実施していないが、炉長の大幅な短縮が可
能となることが理解されよう。

【００３５】

【発明の効果】以上説明したように、本発明の連続焼鈍
温度制御方法によれば、鋼帯の鋼種、幅に関わらず、耳
波の発生を安定して確実に防止することができる。従っ
て、耳波部分の切捨てによる歩留まり低下を防止できる
うえ、炉長の短縮化が可能になり、鋼帯の製造コストの
削減が可能になるといったように、本発明の工業的価値
はきわめて大きい。

【図面の簡単な説明】

【図１】実施例で使用したローラハース横型連続焼鈍炉
の模式断面図である。

【図２】実施例で用いた鋼種ａおよび鋼種ｂの降伏応力
と温度との関係を示す略式説明図である。

【図３】温度勾配の設定方法を説明するための略式説明
図である。

【図４】実施例１における鋼帯のライン方向に関する温
度分布を示すグラフである。

【図５】実施例１における鋼帯幅方向の端部の熱応力の
分布を示すグラフである。

【図６】鋼帯に生じる耳波変形を示す略式説明図である
。

【図７】鋼帯に生じる耳波変形部の断面形状を示すと共
に急峻度λを定義するための説明図である。

【図８】縦型連続焼鈍炉で生じるヒートバックルの発生
状況を示すとともに、横型炉での耳波との違いを説明す
るための略式説明図である。

【図９】ライン方向温度勾配変化によって鋼帯に生じる
、ライン方向の熱応力の分布を示すための説明図であり
、図９（ａ）　は、鋼帯の幅方向には温度勾配は発生し
ておらず、ライン方向に温度勾配の変化がある場合のラ
イン方向の温度分布の一例を示すグラフであり、図９（
ｂ）　は、このときの鋼帯の幅方向中央部〜幅方向端部
における熱応力σＴ　の分布を示す略式説明図である。

【図１０】幅方向の温度偏差を定義するための略式説明
図である。

【符号の説明】

１：鋼帯 ２：耳波

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】　　鋼帯に加熱および冷却を行って連続焼
   鈍を行う際に、鋼帯のライン方向温度勾配変化量ΔｄＴ
   ／ｄｘ　（℃／ｍ）　が下記式を満足するとともに、前
   記鋼帯の幅方向温度分布が均一になるように、前記加熱
   および冷却を制御することを特徴とする鋼帯の連続焼鈍
   温度制御方法。σＹ　＞Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴ／ｄｘ
   ＋σｕ　ただし、σＹ　：　温度勾配変化点の温度にお
   ける鋼材の降伏応力（ｋｇｆ／ｍｍ２） Ａ：　定数 Ｗ：　鋼帯幅　（ｍ） α：　熱線膨脹係数　（１／℃） Ｅ：　縦弾性係数　（ｋｇｆ／ｍｍ２）σｕ　：　ライ
   ン張力　（ｋｇｆ／ｍｍ２）
2. 【請求項２】　　鋼帯に加
   熱および冷却を行って連続焼鈍を行う際に、鋼帯の幅方
   向に温度偏差δＴ（＝Ｔｅ−Ｔｃ）（℃）　を設け、か
   つ鋼帯の幅方向の材料平均温度Ｔｍ　（℃）　のライン
   方向温度勾配変化量ΔｄＴｍ／ｄｘ　（℃／ｍ）　が下
   記式を満足するように、前記加熱および冷却を制御する
   ことを特徴とする鋼帯の連続焼鈍温度制御方法。 　　σＹ　＞Ａ・Ｗ・α・Ｅ・ΔｄＴｍ／ｄｘ＋α・Ｅ
   ・δＴ　・　（γ−１）＋σｕ　ただし、σＹ　：　温
   度勾配変化点の温度における鋼材の降伏応力（ｋｇｆ／
   ｍｍ２） Ａ：　定数 Ｗ：　鋼帯幅　（ｍ） α：　熱線膨脹係数　（１／℃） Ｅ：　縦弾性係数　（ｋｇｆ／ｍｍ２）Ｔｅ　、Ｔｃ：
   　それぞれ幅方向の端部温度、幅方向の中央部温度（℃
   ） γ：　Ｔｅ部分の幅ＷｅとＷ／２　の比、すなわち２Ｗ
   ｅ／Ｗσｕ　：　ライン張力（ｋｇｆ／ｍｍ２）