【発明の詳細な説明】[Detailed description of the invention]
本発明は極低炭素鋼帯の連続焼鈍方法に関し、
特に、高温での鋼帯の変形（ヒートバツクル）を
防止する極低炭素鋼帯の連続焼鈍方法に関する。
ここで、極低炭素鋼帯とは炭素量100ppm以下
の鋼帯を意味する。
最近、自動車用等の深絞り用冷延鋼板も連続焼
鈍によつて製造されるようになつた。この場合、
従来技術では、炭素量４〜８％の低炭素鋼を急
冷・過時効処理することにより深絞り用冷延鋼板
を製造していた。
このような従来技術では次のような品質上の問
題があつた。
(i) 鋼板の全伸び量が小さい。
(ii) 完全な非時効性が得られない。
これらの問題は、従来の連続焼鈍方法ではフエ
ライト中の固溶炭素量を十分低い値まで下げられ
ないことが原因である。
そこで、最近では、製鋼の段階で真空脱炭法を
採用して極低炭素鋼材（炭素量５〜100ppm）を
作り、これを用いて深絞り用冷延鋼板を製造しよ
うとする方法が試みられている。この方法では、
前記(i)および(ii)の問題は解決されるが、次のよう
な新たな問題が生じる。
すなわち、極低炭素鋼のため再結晶温度が高く
なり、第１図中曲線Ａで示すような従来の急冷・
過時効処理のヒートパターンを同図中曲線Ｂで示
すようなヒートパターンに変更せねばならず、こ
のため、連続焼鈍中に加熱帯および均熱帯におい
てヒートバツクルが発生しやすいという問題が生
じる。なお、第１図中、横軸は連続焼鈍炉内の通
過時刻（ｔ）表わし、縦軸は鋼帯温度（℃）を表
わし、Ｏ〜t1は加熱帯、t1〜t2は均熱帯、t2〜t3は
第１冷却帯、t3〜t4は第２冷却帯、t4〜t5は第３冷
却帯とそれぞれの通過時間を表わす。また、前記
ヒートバツクルとは、高温では鋼材強度が低下
し、炉内搬送張力により鋼板巾方向に板が座屈を
起こす現象を意味する。このヒートバツクルは、
焼鈍温度および炉内搬送張力が２大要因となつて
生じるものである。
本発明の目的は、以上説明した従来提案の方法
の問題を解消し、高温でもヒートバツクルを生じ
ることなく極低炭素鋼帯を連続焼鈍しうる方法を
提供することである。
本発明の特徴は、板巾および板厚に基いて炉内
通板時の張力を規定することにより鋼帯巾方向の
センタリング力を所定値以下に制限し、もつて、
ヒートバツクルを防止する点にある。
本発明によれば、極低炭素鋼帯の連続焼鈍方法
において、連続焼鈍炉の加熱帯および均熱帯での
炉内搬送張力を次式で算出される張力値以下にす
ることを特徴とする極低炭素鋼帯の連続焼鈍方
法。
Ｔ＜−0.064X＋1.85
ここで、
Ｔ：鋼帯のユニツト張力値（Kg／mm2）
Ｘ：l2／ｔ×10-4
ｌ：鋼帯とロールテーパ部の接触長さ（mm）
ｔ：鋼帯の板厚（mm）
が提供される。
以下第２図〜第７図を参照して本発明の実施例
を説明する。
第１図は連続焼鈍炉内で鋼帯を通板させるため
の搬送ロールの一例を示す図である。
第１図におて、ロール１には長い連続焼鈍炉中
で鋼帯を真直ぐに通すためのテーパが付けられて
いる。すなわち、ロール１の中央部は長さＬsの
範囲２でストレートであるが、両側にはそれぞれ
長さＬTの範囲３でテーパが付されている。この
ロールテーパの大きさＲ（％）は、テーパ部３の
長さに対する半径の差Ｓの比で表され、次式で与
えられる。
Ｒ＝Ｓ／ＬＴ×100（％）
通常このＲは0.8〜2.3％の範囲内で選定され
る。
なお、搬送ロールとして第３図に示すようなク
ラウンロール２０を使用することもあるが、この
場合のロールテーパの大きさＲ（％）は次式で与
えられる。
Ｒ＝Ｓ／Ｌｃ×100（％）
ここで、Ｌcはロール中央（最大径部）からロ
ール端（最小径部）までの距離（ロール長さの２
分の１）を示し、Ｓは半径の差を示す。
また、搬送ロールとして第４図に示すような２
段テーパロール３０を使用することもある。この
場合のロールテーパの大きさＲ（％）は最大半径
と最小半径の差Ｓのテーパ部長さＬT（図示参
照）に対する比、すなわち次式で与えられる。
Ｒ＝Ｓ／ＬＴ×100（％）
このようなテーパを設けることによつて、通板
中の鋼帯をロール中央部へ寄せる力を生じせし
め、該鋼帯を真直ぐに通すことができる。
その鋼帯を中央に寄せようとする力はセンタリ
ング力と呼ばれ、その大きさは搬送張力Ｔ、テー
パ部に接触する部分の長さｌ（第５図参照）、ロ
ールのテーパの大きさＲ（％）、並びに鋼帯とロ
ールとの間の摩擦係数μによつて決まる。
第５図は前記センタリング力の発生機構を示す
平面説明図である。
第５図において、テーパ部３のＡ点でロール１
に接した鋼帯表面要素はロール回転に従い直進上
の点A′点へ移ろうとするが、実際には、ロール
のテーパのため、ロール表面を滑りながら外方へ
ずれたA″点へ到達する。この時に発生する滑り
摩擦力が前記センタリング力の原因である。すな
わち、ロールに接触する鋼帯はテーパ部３のロー
ル表面になじみ、このため、鋼帯の部分４にセン
タリング力に因る盛上がりが生じることになる。
第６図は前記センタリング力の実測結果を例示
するグラフである。
第６図のグラフは、第５図中のＡ点に相当する
部分にストレーンゲージを貼付して鋼帯の板巾方
向の応力変化を実測したものであり、横軸に鋼板
搬送距離（または時刻）を、縦軸に応力すなわち
０を基準に上向きに引張応力を下向きに圧縮応力
をそれぞれ示す。
第６図において、σ０は炉内張力のポアツソン
比分だけ板巾方向に作用する圧縮応力を示し、P1
は鋼帯がロールに接触する位置（第５図のＡ点に
対応する位置）を、P2は静摩擦係数による最大圧
縮応力が生じる位置を、P2〜P3は静摩擦から動摩
擦に移行する区域をそれぞれ示す。このグラフか
ら、ロールに接触する位置P1から次第に圧縮応力
が増大し、位置P2で最大摩擦応力を示し、その後
鋼帯が巾方向にすべり出して動摩擦係数による摩
擦応力が発生していることがわかる。
なお、ポアツソン比分の圧縮応力σ０とこれを
超える圧縮応力σ０との間の積分値（面積）が前
記センタリング力になる。
前記センタリング力に対する種々の要因の寄与
率を調査する目的で、鋼帯の板巾、鋼帯の表面粗
度、炉内張力およびロールのテーパの大きさを
種々変更したものについてセンタリング力を測定
した。その結果、鋼帯の表面粗度およびテーパの
大きさは寄与率が小さく、板巾および張力の寄与
率は大きく支配的であることが判明した。これ
は、いつたん動摩擦になれば、すべり速度（テー
パ値には関連する）も表面粗度（静摩擦力には影
響する）も動摩擦力にはさほど影響せず、したが
つてその積分値であるセンタリング力にはほとん
ど影響しないためである。そこで、センタリング
力については、張力Ｔとロールテーパ部の鋼帯接
触長さｌとの関係になることがわかつた。
このようなセンタリング力が生じる場合、鋼帯
の巾方向座屈は、定性的に、ロールテーパ部と鋼
帯との接触長さｌが長いほど、また、板厚ｔが薄
いほど生じやすいことになる。
以上をまとめると、連続焼鈍時のヒートバツク
ルの発生は、張力Ｔが大きいほど、ロールテーパ
部と鋼帯との接触長さの２乗（l2）の値が大きい
ほど、そして、板厚ｔが小さいほど生じやすいこ
とが判明した。
そこで、鋼帯（板）の断面サイズが与えられた
とき接触長さｌと板厚ｔとより適正な張力Ｔを算
出できるような実験式を求めるため、ヒートバツ
クルが発生するときのＴとl2／ｔとの関係を従来
の操業条件より抽出し整理したところ、第７図の
グラフに示すような結果が得られた。
第７図のグラフでは、横軸にl2／ｔ×10-4
（mm）を、縦軸にユニツト張力Ｔ（Kg／mm2）を示
し、０印は極低炭素鋼帯のヒートバツクル発生せ
ずの点を、・印は極低炭素鋼帯のヒートバツクル
発生の点を、△印は一般冷延用の低炭素鋼帯のヒ
ートバツクル発生せずの点をそれぞれ示す。
第７図から明らかなように、従来の低炭素鋼帯
（一般の冷延用鋼帯）と極低炭素鋼帯（冷延用鋼
帯）とでは、ヒートバツクルが発生する張力値Ｔ
に大きな差があり、極低炭素鋼帯では同じサイズ
の低炭素鋼帯に比べ張力値をかなり小さい値に設
定する必要がある。
以上のような攻究の結果、極低炭素鋼の冷延用
鋼帯を連続焼鈍する場合の炉内搬送張力Ｔの適正
範囲は次式で与えられることが判明した。
Ｔ＜−0.064X＋1.85（Kg／mm2）
ここで、
Ｔ：鋼帯に作用するユニツト張力（Kg／mm2）
Ｘ：l2／ｔ×10-4
ｌ：鋼帯とロールテーパ部との接触長さ（mm）
ｔ：鋼帯の板厚（mm）
第７図中の線Ｙは前述の張力Ｔの範囲の限界す
なわちＴ＝−0.064X＋１・85を示す線であり、
これより下方の領域はヒートバツクルが発生しな
い適正範囲となる。
第１表は、第７図のグラフを得る基礎となつた
焼鈍実験の条件を示すものである。
The present invention relates to a continuous annealing method for ultra-low carbon steel strip,
In particular, the present invention relates to a continuous annealing method for ultra-low carbon steel strip that prevents deformation (heat buckling) of the steel strip at high temperatures. Here, the ultra-low carbon steel strip means a steel strip with a carbon content of 100 ppm or less. Recently, cold-rolled steel sheets for deep drawing for automobiles and the like have also been manufactured by continuous annealing. in this case,
In the prior art, cold-rolled steel sheets for deep drawing have been manufactured by rapidly cooling and overaging low carbon steel having a carbon content of 4 to 8%. Such conventional technology has the following quality problems. (i) The total elongation of the steel plate is small. (ii) Full timelessness cannot be achieved. These problems are caused by the fact that the amount of solid solute carbon in ferrite cannot be reduced to a sufficiently low value using conventional continuous annealing methods. Therefore, recently, attempts have been made to create ultra-low carbon steel materials (carbon content 5 to 100 ppm) by employing vacuum decarburization at the steelmaking stage, and to use this to manufacture cold-rolled steel sheets for deep drawing. ing. in this way,
Although the problems (i) and (ii) above are solved, the following new problems arise. In other words, because it is an ultra-low carbon steel, the recrystallization temperature is high, and the conventional quenching temperature as shown by curve A in Fig.
The heat pattern of the overaging treatment must be changed to a heat pattern as shown by curve B in the figure, which causes a problem that heat buckles are likely to occur in the heating zone and soaking zone during continuous annealing. In Fig. 1, the horizontal axis represents the passing time (t) in the continuous annealing furnace, the vertical axis represents the steel strip temperature (°C), O~ t1 is the heating zone, and t1 ~ t2 is the soaking zone. , t 2 to t 3 represent the first cooling zone, t 3 to t 4 represent the second cooling zone, and t 4 to t 5 represent the passage time of the third cooling zone. Furthermore, the term "heat buckling" refers to a phenomenon in which the strength of the steel material decreases at high temperatures, and the sheet buckles in the width direction of the steel sheet due to the tension of conveyance within the furnace. This heat buckle is
This is caused by two major factors: annealing temperature and furnace conveyance tension. An object of the present invention is to solve the problems of the conventionally proposed methods described above and to provide a method that can continuously anneal an ultra-low carbon steel strip without producing heat buckles even at high temperatures. A feature of the present invention is that the centering force in the width direction of the steel strip is limited to a predetermined value or less by regulating the tension when the strip passes through the furnace based on the strip width and thickness.
The purpose is to prevent heat buckling. According to the present invention, in the continuous annealing method for ultra-low carbon steel strip, the in-furnace conveyance tension in the heating zone and soaking zone of the continuous annealing furnace is set to be equal to or less than the tension value calculated by the following formula. Continuous annealing method for low carbon steel strip. T < -0.064 : The thickness of the steel strip (mm) is provided. Embodiments of the present invention will be described below with reference to FIGS. 2 to 7. FIG. 1 is a diagram showing an example of a conveyor roll for passing a steel strip through a continuous annealing furnace. In FIG. 1, a roll 1 is tapered to allow the steel strip to pass straight through a long continuous annealing furnace. That is, the central portion of the roll 1 is straight in a range 2 of length L s , but each side is tapered in range 3 of length L T . The size R (%) of this roll taper is expressed as the ratio of the radius difference S to the length of the tapered portion 3, and is given by the following equation. R=S/L T ×100 (%) Usually, this R is selected within the range of 0.8 to 2.3%. Note that a crown roll 20 as shown in FIG. 3 may be used as the conveyance roll, and in this case, the size R (%) of the roll taper is given by the following equation. R=S/L c ×100 (%) Here, L c is the distance from the roll center (maximum diameter part) to the roll end (minimum diameter part) (2 of the roll length)
1/1), and S indicates the difference in radius. In addition, as a conveyance roll, two
A stepped tapered roll 30 may also be used. The size R (%) of the roll taper in this case is given by the ratio of the difference S between the maximum radius and the minimum radius to the taper length L T (see illustration), that is, the following equation. R=S/L T ×100 (%) By providing such a taper, a force is generated that pulls the steel strip being passed toward the center of the roll, and the steel strip can be passed straight through. The force that tries to bring the steel strip to the center is called the centering force, and its magnitude is the conveyance tension T, the length l of the part that contacts the tapered part (see Figure 5), and the size of the roll taper R. (%), as well as the friction coefficient μ between the steel strip and the roll. FIG. 5 is an explanatory plan view showing the centering force generation mechanism. In FIG. 5, the roll 1 at point A of the tapered part 3
The steel strip surface elements in contact with the rolls try to move straight to point A' as the roll rotates, but in reality, due to the roll's taper, they slide on the roll surface and reach point A', which is shifted outward. The sliding friction force generated at this time is the cause of the centering force.In other words, the steel strip in contact with the roll conforms to the roll surface of the tapered portion 3, and therefore, the portion 4 of the steel strip has a bulge due to the centering force. Figure 6 is a graph illustrating the actual measurement results of the centering force. This is an actual measurement of the stress change in the plate width direction, and the horizontal axis shows the steel plate conveyance distance (or time), and the vertical axis shows stress, that is, tensile stress upward and compressive stress downward with 0 as the reference. In the figure, σ 0 indicates the compressive stress that acts in the width direction of the plate by the Poisson ratio of the tension in the furnace, and P 1
is the position where the steel strip contacts the roll (corresponding to point A in Figure 5), P 2 is the position where the maximum compressive stress due to the coefficient of static friction occurs, and P 2 to P 3 are the areas where static friction transitions to dynamic friction. are shown respectively. From this graph, it can be seen that the compressive stress gradually increases from position P 1 where it contacts the roll, reaches the maximum friction stress at position P 2 , and then the steel strip begins to slide in the width direction, generating friction stress due to the coefficient of dynamic friction. Recognize. Note that the integral value (area) between the compressive stress σ 0 corresponding to Poisson's ratio and the compressive stress σ 0 exceeding this is the centering force. In order to investigate the contribution rate of various factors to the centering force, the centering force was measured with various changes in the width of the steel strip, the surface roughness of the steel strip, the tension in the furnace, and the size of the taper of the roll. . As a result, it was found that the surface roughness and taper size of the steel strip had a small contribution rate, while the plate width and tension had a large contribution rate and were dominant. This is because once dynamic friction occurs, neither the sliding speed (which is related to the taper value) nor the surface roughness (which affects the static friction force) has much of an effect on the dynamic friction force, and therefore, it is an integral value. This is because it has almost no effect on centering force. Therefore, it was found that the centering force has a relationship between the tension T and the steel strip contact length l of the roll taper portion. When such a centering force is generated, buckling in the width direction of the steel strip is qualitatively more likely to occur as the contact length l between the roll taper portion and the steel strip is longer and as the plate thickness t is thinner. Become. To summarize the above, the occurrence of heat buckles during continuous annealing increases as the tension T increases, as the square of the length of contact between the roll taper section and the steel strip (l 2 ) increases, and as the plate thickness t increases. It was found that the smaller the size, the more likely it is to occur. Therefore, in order to find an empirical formula that can calculate the contact length l, plate thickness t, and more appropriate tension T when the cross-sectional size of the steel strip (plate) is given, we calculated T and l 2 when heat buckling occurs. /t was extracted and organized from conventional operating conditions, and the results shown in the graph of FIG. 7 were obtained. In the graph of Figure 7, the horizontal axis is l 2 /t×10 -4
(mm) and the unit tension T (Kg/mm 2 ) is shown on the vertical axis. The 0 mark is the point where no heat buckles occur in the ultra-low carbon steel strip, and the mark is the point where heat buckles occur in the ultra-low carbon steel strip. The △ marks indicate the points at which no heat buckles occur in low carbon steel strips for general cold rolling. As is clear from Fig. 7, the tension value T at which heat buckles occur in conventional low carbon steel strips (general steel strips for cold rolling) and ultra-low carbon steel strips (steel strips for cold rolling)
There is a large difference in the tensile strength of ultra-low carbon steel strips, and it is necessary to set the tension value to a much smaller value for ultra-low carbon steel strips than for low carbon steel strips of the same size. As a result of the above research, it has been found that the appropriate range of the in-furnace conveyance tension T when continuously annealing ultra-low carbon steel cold rolling steel strip is given by the following equation. T<-0.064X+1.85 (Kg/mm 2 ) Here, T: Unit tension acting on the steel strip ( Kg/ mm 2 ) Contact length (mm) t: Thickness of steel strip (mm) The line Y in Fig. 7 is the line indicating the limit of the range of the tension T mentioned above, that is, T = -0.064X + 1・85,
The area below this is an appropriate range in which heat buckles do not occur. Table 1 shows the conditions of the annealing experiment that served as the basis for obtaining the graph in FIG.
【表】
以上の実施例では本発明を主として冷延用鋼帯
の連続焼鈍に適用する場合につき説明したが、本
発明はその他電磁鋼板など極低炭素鋼帯（炭素量
100ppm以下）であれば各種の鋼材の連続焼鈍に
適用可能であり、また、連続亜鉛メツキラインの
ぶりき原板の連続焼鈍に対しても同様に適用可能
である。
以上の説明から明らかなごとく、本発明によれ
ば、ヒートバツクルを生じることなく極低炭素鋼
帯を連続焼鈍しうる焼鈍方法が得られる。[Table] In the above embodiments, the present invention was mainly applied to continuous annealing of steel strips for cold rolling.
100 ppm or less), it can be applied to continuous annealing of various steel materials, and it can also be applied to continuous annealing of tin plate blanks in continuous galvanizing lines. As is clear from the above description, according to the present invention, an annealing method that can continuously anneal an ultra-low carbon steel strip without producing heat buckles can be obtained.
【図面の簡単な説明】[Brief explanation of the drawing]
第１図は従来の急冷過時効処理のヒートパター
ンおよび極低炭素鋼帯のヒートパターンを比較例
示するグラフ、第２図〜第４図は連続焼鈍炉内の
ロール形状の各種形状を例示する説明図、第５図
はセンタリング力の発生機構を示す平面説明図、
第６図はセンタリング力の実測結果を示すグラ
フ、第７図は低炭素鋼および極低炭素鋼の鋼帯の
ヒートバツクルの有無を調べた実験結果を示すグ
ラフである。
１，２０，３０…ロール、２…ロール平坦（ス
トレート）部、３…ロールのテーパ部。
Fig. 1 is a graph illustrating a comparative example of the heat pattern of conventional rapid cooling overaging treatment and the heat pattern of ultra-low carbon steel strip, and Figs. 2 to 4 are explanations illustrating various shapes of rolls in a continuous annealing furnace. Figure 5 is an explanatory plan view showing the centering force generation mechanism;
FIG. 6 is a graph showing the results of actual measurement of centering force, and FIG. 7 is a graph showing the results of an experiment investigating the presence or absence of heat buckles in steel strips made of low carbon steel and ultra-low carbon steel. 1, 20, 30...roll, 2...roll flat (straight) part, 3...roll taper part.