(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施して製造した、鋼帯の長さ方向及び幅方向それぞれ９６％以上の範囲で、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０であることを特徴とする缶用鋼板用熱延母板。
【請求項２】
Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含み、かつ
Ａ群；Ｎｂ：０．１０ｗｔ％以下、Ｔｉ：０．２０ｗｔ％以下、
Ｂ群；Ｂ：０．００５ｗｔ％以下
のいずれか１群または２群から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施して製造した、鋼帯の長さ方向及び幅方向それぞれ９６％以上の範囲で、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０であることを特徴とする缶用鋼板用熱延母板。
【請求項３】
Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施す缶用鋼板用熱延母板の製造方法。
【請求項４】
Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含み、かつ
Ａ群；Ｎｂ：０．１０ｗｔ％以下、Ｔｉ：０．２０ｗｔ％以下、
Ｂ群；Ｂ：０．００５ｗｔ％以下
のいずれか１群または２群から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施す缶用鋼板用熱延母板の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、缶用鋼板、とくに極薄・広幅の鋼板であっても、幅方向のほか、長さ方向にも均一な材質を有し、製缶後のネックイン加工性に優れた缶用鋼板を製造するに好適な母板である熱延鋼板 (以下、「熱延母板」という) とその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
缶用鋼板は、その表面にSn（Sn付着量が 2.8ｇ／m2以上のぶりきおよびSn付着量が2.8 ｇ／m2未満の薄錫目付鋼板ＬＴＳ(Lightly Tin Coated Steel)を含む），Ni, Cr等の各種めっきが施され、飲料缶、食缶等として使用される。
そして、これら缶用鋼板は調質度 (調質度はロックウェルＴ硬さ（HR30T)の目標値をもって表わされる) で等級分けされており、一回圧延製品ではＴ１〜Ｔ６に、二回圧延製品ではＤＲ８〜ＤＲ１０に区分されている。
【０００３】
さて、近年、飲料缶の大量消費に伴って、製缶メーカーにおいては、製缶作業の一層の生産性向上が大きなテーマとして取り上げられ、また一方では、省資源、低コストを目指した活動も続けられている。このため、製缶メーカーのこれら要請に応えうる缶用鋼板の提供が、最近になって特に強く求められるようになってきた。すなわち、生産性の向上対策の一つの手段として製缶作業の高速化が挙げられ、高速製缶に適した鋼板が求められるようになった。
【０００４】
かかる缶用鋼板が具備すべき条件としては、硬度の精度のほか、鋼板厚の精度，平坦度，鋼帯の横曲がり精度等の寸法精度があり、そのいずれに対しても、自動車用鋼板などよりも一層厳しい管理が必要である。
と言うのは、例えば、印刷ずれは鋼板の平坦度に影響され、またこの平坦度は材質の不均質に大きく影響されるからである。さらに、最近、缶用鋼板から缶に仕上げるまでに、鋼板の幅方向端部の数ミリメートルを除き、ほとんど全幅を使用する合理的な製缶法が確立され、この点からも、缶用鋼板には、材質と板厚がコイル全体にわたり均一であることが必要となっている。
【０００５】
一方、省資源、低コスト化を目指した対策として、上述した鋼帯の全幅を活用すること以外に、軽量缶化がある。３ピース缶や２ピース缶といった缶体も、最近の製缶技術の進歩により、極薄鋼板を使用できるようになり、これによる軽量缶化が大きな傾向となってきた。
このように板厚を薄くした場合には、当然、缶強度の低下が避けられなくなる。このため、この缶強度の低下を補うため、製缶工程で、ネックイン加工 (多段ネックイン加工、ダイスムースネックイン加工を含む) 、また塗装、焼き付け後に、深絞り加工、しごき加工、ストレッチ加工、張り出し加工、底のドーム加工などによる強化が図られている。
こうした最近の情勢から、缶用鋼板としては、極薄であって、しかも製缶加工性，深絞り加工性にも優れるものが要求されるようになってきている。そのうえ、これらの加工性もコイル全体にわたり均一であることが求められる。
【０００６】
一方では、製缶技術の進歩とともに、製缶工程の生産性向上のために缶用鋼板の広幅化、大重量コイル化が進められ、最近では、板幅４フィート (約1220mm）以上、あるいは重量10トン以上といったコイルでの、鋼帯の生産・供給が求められている。
【０００７】
以上説明したように、缶用鋼板として用いられる素材は、生産性、省資源、低コスト化などのうえから、極薄、広幅、大単重の鋼帯コイルでの供給が必要となり、しかも、高度な加工性とともに、幅方向、長さ方向における材質の均一性を具えていることも必要である。
【０００８】
しかしながら、従来の技術では、鋼板の全幅で材質が均一な極薄広幅の鋼帯を製造することは極めて難しく、合理的に生産できる鋼帯寸法は、連続焼鈍の通板性の点から、板厚は0.20mm、板幅は 950mm程度が限度であった (例えば、東洋鋼鈑株式会社著、株式会社アグネ発行の「ぶりきとティンフリー・スチール」 (改訂２版) 第４頁に記載) 。
【０００９】
そして、かかる板厚の缶用鋼板を製造する際の熱間圧延においては、缶用鋼板の製品板厚が自動車用鋼板などよりも遙に薄いことから、冷間圧延の圧下率を圧延機能力の上限の約90％といった高目に設定したとしても、熱延仕上げ板厚は2.6 mm以下という極めて薄いものとなる。
このため、必然的に、熱間圧延時間が長くなって、圧延中の温度低下とくに鋼帯長手方向の先後端および幅方向の端部での温度低下が大きくなって、鋼帯内での温度不均一が顕著になる。そのうえ、一般の熱間仕上圧延では、シートバーを１本単位で仕上圧延機に通板する方式で操業するので、その都度、シートバーは、先端では圧延ロールへの噛み込み、後端ではロールへからの噛み抜けを繰り返えして受ける。このとき、シートバーの先端と後端では、圧延速度を中央部に比べ低下させる必要があるので、鋼帯温度の低下が一層助長されることになる。
このような温度の不均一は、鋼帯内での材質の不均一性をますます増大させ、均一な缶用鋼板を製造し難くしていた。
【００１０】
上述したような従来技術が抱えていた問題は、今後、缶用鋼板用の冷延鋼帯コイルがますます大単重化し、高強度化、広幅極薄化し、さらにこの冷延鋼帯コイルを製造する際の冷延負荷軽減のための熱延鋼帯の薄肉化が進んだとき、熱間圧延における鋼帯内の温度差、従って材質の不均一性はますます増大するという極めて解決困難なものとなる。
このような要請に応えるべく、特開平９−327702号公報には、エッジヒータによるシートバーの幅端部加熱とペアクロス圧延を採用した熱間圧延による極薄鋼板の製造技術が提案されている。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記特開平９−327702号公報に開示の方法では、鋼帯内における硬さの均一化や板厚制度、平坦度には改善がみられるものの、特に、２ピース缶や３ピース缶でネックイン加工、とくに多段ネックイン加工やその段数を十数段程度に増やしてネック部を滑らかに形成するダイスムースネックイン加工を行った際に、しばしば座屈を生じることがあった。
この座屈は、概ね全周にわたって皺が寄るように座屈する、いわゆる円周座屈や、局部的に発生する、いわゆる肉余り座屈などがあるが、いずれも缶の外観を損ねるものである。なお、肉余り座屈は多段ネックイン加工において、前段のネック加工において板厚に不均一が発生し、次段のネックイン加工で板厚の薄い部分が座屈する現象と考えられている。
そしてこの座屈は、熱延鋼帯の長さ方向の先後端部または幅方向の端部に相当する位置から採取した板では特に発生する傾向が強く、健全な製缶プレスを行えないことがあった。
このような座屈が発生した場合、缶として製品化できなくなり、缶用途によっては長手方向および板幅方向の端部をトリミング等で切捨て除去せざるを得ず、歩留りの低下、生産性の低下が不可避となっていた。
【００１２】
以上述べたように、缶用の冷延鋼帯（コイル）には、軽量缶化による缶体生産コストの低減、ならびに鋼帯の広幅化による生産性向上を実現するため、板厚などの精度に加えて、ネックイン加工性の鋼帯内での均一化が一層強く望まれるようになってきた。とくに、缶用鋼板の面内各位置、とりわけ上述した熱延鋼帯の長さ方向あるいは幅方向の端部に相当する位置において、多段ネックイン加工時の耐座屈性に優れた缶用鋼板の出現が熱望されてきた。
なお、最近の熱延技術において、粗圧延後のシートバーを、仕上げ圧延に先立ち、長手方向に順次接合する、いわゆる連続熱間圧延という技術が実用化されている。この方法によって、長手方向においては、接合される最初のシートバーの先端部および接合される最後のシートバーの尾端部以外が、全て定常部となることが期待される。しかし、現実には、接合までにシートバーの長手方向端部が中央部よりも低温となるために、材質の不均一は解消されていないのが実情であった。
【００１３】
本発明の目的は、従来技術における上記問題点に鑑み、極薄かつ広幅であっても、材質、特に、ネックイン加工性が鋼板の広い範囲で良好である、缶用鋼板を製造するに好適な缶用鋼板用熱延母板およびその製造方法を提供することにある。
本発明の他の目的は、板厚：2.6 mm以下、板幅：950 mm以上の熱延母板において、上記の目標を達成することにある。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
発明者らは、ネックイン加工を行ったときに鋼板の広い範囲で座屈を起こさない缶用鋼板を製造するに適した熱延母板（鋼帯）の製造技術について実験、研究を重ね、熱間圧延条件を適正化して、熱延母板の面内の所定範囲について、結晶粒径と集合組織を適切に制御すれば、上記課題が解決できるとの知見を得て本発明を完成するに至った。その要旨構成は以下のとおりである。
【００１６】
（１）Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施して製造した、鋼帯の長さ方向及び幅方向それぞれ９６％以上の範囲で、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０であることを特徴とする缶用鋼板用熱延母板。
【００１７】
（２）Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含み、かつ
Ａ群；Ｎｂ：０．１０ｗｔ％以下、Ｔｉ：０．２０ｗｔ％以下、
Ｂ群；Ｂ：０．００５ｗｔ％以下
のいずれか１群または２群から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施して製造した、鋼帯の長さ方向及び幅方向それぞれ９６％以上の範囲で、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０であることを特徴とする缶用鋼板用熱延母板。
【００１８】
（３）Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施す缶用鋼板用熱延母板の製造方法。
（４）Ｃ：０．１ｗｔ％以下、Ｓｉ：０．０３ｗｔ％以下、Ｍｎ：０．０５〜０．６０ｗｔ％、Ｐ：０．０２ｗｔ％以下、Ｓ：０．０２ｗｔ％以下、Ａｌ：０．２０ｗｔ％以下、Ｎ：０．０１５ｗｔ％以下、Ｏ：０．０１ｗｔ％以下を含み、かつ
Ａ群；Ｎｂ：０．１０ｗｔ％以下、Ｔｉ：０．２０ｗｔ％以下、
Ｂ群；Ｂ：０．００５ｗｔ％以下
のいずれか１群または２群から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼スラブをシートバーとなし、前記シートバーの先端部を先行するシートバーの後端部と突き合わせ接合したのち、前記シートバーの少なくとも先後端部をシートバーヒーターにて４０℃以上昇温し、かつ、前記シートバーの幅端部をエッジヒーターにて４０℃以上昇温し、仕上げ圧延温度をＡｒ３変態点以上、圧延機各スタンド間の通過時間を２秒以下として熱間仕上げ圧延を施す缶用鋼板用熱延母板の製造方法。
【００２２】
【発明の実施の形態】
発明者らは、缶用鋼板のネックイン加工時における耐座屈性について、特に熱延母板の組織との観点から詳細に調査した。その結果、鋼板のほぼ全域で優れた耐座屈性を発揮させるためには、熱延鋼帯の長さ方向及び幅方向それぞれ９６％以上の範囲における組織が所定の範囲にあればよいことを見いだした。具体的には上記範囲において、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、かつ板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０の組織であれば、缶用鋼板のほぼ全域にわたり座屈を生じることなくネックイン加工することが可能である。というのは、平均結晶粒径が、１０μｍ未満のときには肉余り座屈やしごき加工時に破胴する欠陥が発生することとなり、一方、２５μｍを超えてしまうと剛性不足により円周座屈が発生しやすくなり、肌荒れを招いてしまうからである。また、板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８に満たない場合には肉あまり座屈が発生しやすく、一方この比が２．０を超えてしまうと円周座屈の発生の危険性が高まる。
【００２３】
図１は、0.190mm 厚のＴ４ＣＡぶりき材 (Ｃ：0.003 wt％, Nb：0.004 wt％) を用いて、350 ｇ４段ネックインＤＷＩ缶を製缶した際の不良発生に及ぼす、再結晶粒の平均結晶粒径とＸ線による面強度比(222)/(200) の影響を示すものである。なお、図中◇、○、□はいずれも平均結晶粒径が10〜25μｍであるが、便宜上、熱延母板の(222)/(200) 面強度比で層別した (順に、0.8 未満、0.8 〜2.0 、2.0 超え) 。
図１から、多段ネックイン加工時の座屈に対して、熱延母板の平均結晶粒径とＸ線による面強度比(222)/(200) が大きな影響を及ぼし、これら両者を上述した適正範囲に制御することにより座屈を防止できることがわかる。なお、平均結晶粒径１０μｍ未満、(222)/(200) ≧0.8 の比較例は、熱延終了温度（ＦＤＴ）を900 ℃以上とし、圧延後急速冷却して製造したものである。また、多段ネックイン加工用のサンプルは鋳片長さ方向両端部のＦＤＴのばらつきが最も大きくなる位置 (先端もしくは後端より全長の３〜５％の位置) から採取した。
【００２４】
さらに、発明者らは極薄広幅の熱延母板が上記平均結晶粒径とＸ線による面強度比(222)/(200) を共に満たすための圧延方法についても検討した。その結果、両者を満足させるためには、熱間圧延工程の中間に相当する仕上圧延機前で温度低下部を加熱するとともに、仕上圧延機のスタンド間を２秒以下の短時間で通過させる熱間圧延を行うことが必要であることを見出した。
これら条件のうちのいずれかが欠けると、熱延母板の面内の温度が不均一となり、材質とくに多段ネックイン加工での耐座屈性が鋼帯の広い範囲で良好とはならない。
【００２５】
図２は、0.190mm 厚のＴ４ＣＡぶりき材 (Ａr3変態点 890℃) を用いて、350 ｇ４段ネックインＤＷＩ缶を製缶したときの不良発生に及ぼす、(222)/(200) と平均結晶粒径ならびにスタンド間通過時間の影響を示すものである。図２から、スタンド間通過時間が2.0 秒を超えて長くなると(222)/(200) ≧0.8 を安定して達成することが困難となり、座屈不良が一部発生するようになる。このような現象が現れたのは、スタンド間通過時間が長いときには、熱延後巻き取った熱延コイルでの再結晶が遅延したからであると考えられる。
【００２６】
一方、熱間仕上げ圧延に先立ってシートバーにおける温度低下部を加熱することも重要である。この加熱の具体的方法は、シートバー長手方向端部のヒ一ター（以下、シートバーヒーターという。誘導加熱方式のもの等が適す）加熱と、シートバー幅方向の両端のヒ一ター（以下、エッジヒーターという。）加熱とを併用して行うことが好ましい。この併用加熱により十分な加熱能力を確保することができ、ネックイン加工を行ったときの耐座屈性が著しく改善される。
シートバーヒーター使用による加熱の有効性は、以下の実験事実から導かれたものである。すなわち、はじめに、エッジヒーターを用いず、全長にわたって、圧延終了温度および巻き取り温度を測定し、材質および多段ネック加工での耐座屈性を調査したところ、これら特性が変動し劣化する位置は、加熱炉を出てから仕上圧延機に至るまでに降温した位置に合致し、特にスラブ長さ方向の先端部と終端部では幅方向の中央部までもこの劣化領域が広がっていた。次に、シートバーヒーターを用いず、エッジヒーターの全能力を使って、幅端部の降温部も幅方向中央部並に昇温して実験した。この場合は、板長手方向中央部付近では、板幅端部の降温を抑制できた。ただし、長手方向の端部においては前記劣化領域はあまり改善されなかった。
さらに、エッジヒーターを用いずにシートバーヒーターのみを用いた場合は、板長手方向の劣化領域が減少する一方、板幅端部の降温がやや大であった。
最後に、シートバーヒーターおよびエッジヒーターを併用した結果、板長手方向、板幅方向とも劣化領域が大幅に減少した。
このような事実から、シートバーヒーターとエッジヒーターを併用して加熱することが有効であるとの結論に達した。
【００２７】
かかるシートバーヒーターは、加熱コストの点から、仕上圧延機直前、具体的には３０ｍ以内に設けることが望ましい。また、シートバー同士を接合してから連続的に仕上げ圧延する場合には、接合後に加熱を行うのが望ましい（接合処理にかかる時間中にも先後端部、とくにシートバーコイルの外巻部が冷却されるので、接合前の加熱は望ましくない）。エッジヒーターによる加熱は、板幅方向の温度差の解消、ひいては板幅方向の材質の均質化に寄与する。なお、良好な均質性を得るためのシートバーヒーター、エッジヒーターによる加熱の程度は、シートバーヒーターでは少なくとも長手方向端部を４０℃以上加熱し、さらにエッジヒーターで幅端部を４０℃以上加熱する必要がある。
【００２８】
本発明は、上述した基本的な要件をもとに完成したものであり、これにより板幅方向の端部及び長さ方向の端部まで、安定して製缶可能な缶用鋼板を製造するに適した熱延母板を提供できる。
【００２９】
次に、本発明において、かかる熱延母板を製造するための具体的な方法について説明する。
本発明において用いる鋳片は、転炉溶鋼を必要に応じて真空脱ガス処理し、連続鋳造して得る。この鋳片から、例えば缶用鋼板の板厚が0.200 ｍｍ以下であれば、2.6 ｍｍ以下の極薄の熱延鋼帯を製造する。この厚みが2.6 ｍｍを超えると、冷間圧延で極薄化するための圧下率が大きくなるために、ｒ値及び△ｒがともに悪くなり、冷間圧延性も低下して、良好な形状を確保することが難しくなる。なお、熱延鋼帯の下限板厚は、260 ｍｍ厚程度の大断面厚のスラブから圧延する場合、シートバーの温度低下を防ぎつつ均一材質の熱延鋼帯を製造可能な限界から、ミルパワーを考慮して、0.5 ｍｍ程度である。
【００３０】
熱間圧延において、シートバー単位に圧延する場合、熱延鋼帯の先端が巻き取りリールに巻き付いてから、加速して、加工熱を利用し、さらにロール抜熱の低減、水冷の低減等を併用することによりＦＤＴを全幅、全長にわたりＡr3変態点温度以上を確保することも可能ではあるが、この方法では酸洗後にスケールが残留し表面不良が発生することが多い。発明者らが調査したところ、表面不良の発生位置は、リールに巻き付くまでの低速通板の部位に限られていることから、空気暴露時間が長くなったために、スケールの生成量が多くなり、酸洗しても脱スケールが十分に行われないからである考えられた。
かかる観点からすれば、シートバー同士を接合して圧延する連続圧延は全長にわたって高速圧延が可能になるので、空気暴露時間を短縮でき、スケール残りのない良好な表面性状が得られて有利である。なお、連続圧延は、表面性状の向上のみでなく、特開平９−327702号公報にも開示されているように、板厚、平面形状、硬さが均一な広幅極薄の鋼帯を、高歩留り、高生産性を維持して製造する上で極めて有利な圧延方法である。
【００３１】
上記連続圧延を採用して、本発明による効果を安定して得るには、短時間でのシートバー接合が好ましい。短時間接合の方法は、例えば、シートバー接合のタイミングを合わせ、接合装置自体がシートバーの速度に合わせて移動しながら接合すれば、20秒以内という短時間でシートバー同士を接合できる。その後、一般的には、接合部分を電磁誘導法等により加熱圧着して、仕上圧延機にて連続的に圧延し、巻き取り機直前の剪断機により鋼帯を分割して巻き取る。
【００３２】
通常の熱間圧延においては、幅端部の温度低下に起因して必然的に生じる、形状や材質の不均質の解消には、エッジヒーターによる幅端部の加熱（具体的には幅端部の温度を40〜110 ℃程度加熱）が有効である。
前述したように、薄厚の熱延鋼帯では、幅方向端部および長さ方向端部では、温度低下が大きくなるため、かかる部位の結晶粒は中央部のそれより粗大になり、深絞り加工（多段ネッキング加工を含む。）に好ましくない集合組織が発達してしまう。
【００３３】
熱間仕上げ圧延の仕上げ温度はＡr3変態点以上とする。図２に示すように、仕上げ温度がＡr3変態点を下回ると、好適な集合組織を得ることが困難となる。また、結晶粒径が不揃い (混粒) となり、肌荒れおよび座屈が発生し易くなる。なお、仕上げ熱延温度がＡr3変態点＋150 ℃を超えると熱延母板の平均結晶粒径を25μｍ以下とすることが困難となり、集合組織も(222)/(200) 比が2.0 を超え易くなる。このため、熱延仕上げ温度はＡr3変態点＋150 ℃以下であることが好ましい。
【００３４】
熱間圧延後の巻取の温度は、550 ℃以上が望ましく、さらに好ましくは600 ℃以上を確保するのが望ましい。巻取温度が550 ℃未満では、十分な再結晶が行われず、熱延板の結晶粒径が小さくなり、冷間圧延後に連続焼鈍を施しても、冷延板の結晶粒は熱延板の結晶粒径に対応して小さく、Ｔｌ等の軟質缶用鋼板を得るのが難しくなる。ただし、700 ℃以上の高温で巻き取ることは結晶粒径が大きくなり過ぎて好ましくない。また、高温での巻き取りは鋼板表面のスケール層を厚くし、次工程の酸洗における脱スケール性を低下させることにもなる。
【００３５】
熱間圧延、酸洗に引き続き行う冷間圧延においては、その圧下率が余りに低いと、薄肉化への要望に応えられないほか、焼鈍工程で結晶粒が異常に粗大化したり、混粒化したりして、材質が劣化し、また深絞り性に有効な集合組織を発達させることが困難となるので、80％以上の圧下率を確保するのが望ましい。
冷間圧延後の焼鈍方法は、材質の均一性が優れることと、生産性が高いなどの点から、連続焼鈍法が望ましい。連続焼鈍における焼鈍温度は、再結晶終了温度以上が必要であるが、結晶粒の異常成長、炉内破断等を考慮して800 ℃以下とすることが望ましい。なお、焼鈍を連続焼鈍で行う場合には、400 〜600 ℃、20秒〜3 分の過時効処理を行うことができる。
さらに、調質圧延の圧下率は鋼板の調質度により適宜決定されるが、例えば、数％〜40％といった圧下率範囲で調質圧延することにより、Ｔｌ〜Ｔ６、ＤＲ８〜ＤＲ１０の調質度の缶用鋼板が得られる。
【００３６】
以上説明した方法により、鋼帯の長さ方向、幅方向のそれぞれ９６％の範囲で、平均結晶粒径が１０〜２５μｍ、Ｘ線による板面に平行な面における面強度比（２２２）／（２００）が０．８〜２．０の熱延母板を製造することができる。そして、この母板をもとにして冷間圧延、焼鈍、調質圧延を順次施して所望の調質度に調整した冷延鋼帯が製造でき、この冷延鋼帯の表面には、さらにＳｎ，Ｃｒ，Ｎｉ等のめっき処理、樹脂被膜処理、必要によりクロメート処理を適宜組合せて施すことにより、耐錆性、耐蝕性に優れた広幅極薄の缶用鋼板を製造することができる。
【００３７】
次に、鋼の成分組成について、その限定理由を含めて説明する。
Ｃ：0.1 wt％以下
Ｃは、再結晶温度を支配し、再結晶粒径の成長を抑制する重要な元素である。Ｃ量が約0.004 wt％以下の極微量になると軟質化し、一方Ｃ量が増加すると約0.01wt％において最も硬度が高くなるピークが見られ、Ｃ量がさらに増加すると逆に硬度は低くなり、Ｃ量0.02〜0.07wt％の範囲で谷となり、さらにＣ量が多くなるとまた硬度が高くなる。
本発明においては、特に真空脱ガス処理を施すことなく、必要な硬度に応じて、缶用鋼板を製造することができる。しかし、過度の硬質化や圧延性の劣化を避け、連続焼鈍法により合理的に缶用に適した鋼板を製造するためには、Ｃは0.1 wt％以下にする必要がある。
【００３８】
Ｃ量が約0.004 wt％以下の極微量になると軟質になるが，製鋼工程で真空脱ガス処理が必要になるので、調質度Ｔ３以上を連続焼鈍法で経済的、合理的に製造するためには，Ｃ量を0.004 〜0.05wt％に調整することが好ましい。この範囲であれば、溶接によるＨＡＺ（熱影響部）硬化量も小さく抑えることができる。なお、0.02wt％以上の範囲であれば軟質で、かつ真空脱ガス処理も不要であるのでさらに好ましい。また、加工性、とくに深絞り性を重視しつつ、連続焼鈍法により調質度Ｔ１以下の軟質ぶりき原板を製造するためには、Ｃを0.004 wt％以下にするのが好ましい。
【００３９】
Si：0.03wt％以下
Siは、ぶりきの耐食性を劣化させるほか、材質を極端に硬質化する元素であるので、過剰に含有させることは避けるべきである。とくに、Si量が0.03wt％を超えると、硬質化して軟質のぶりき原板を製造することが困難になるので、0.03wt％以下に制限する必要がある。上記範囲のSi量を安定して確保するには、製鋼段階で耐火物中のSiＯ2 の溶鋼中Alによる還元を抑えることが肝要であり、従来から使用されているシャモット質耐火物に代えてジルコン質耐火物を用いること等の配慮を必要とする。
【００４０】
Mn：0.05〜0.60wt％
Mnは、Ｓによる熱延鋼帯の耳割れ発生を防止するために必要な元素である。Ｓ量が少ない場合には、強いてMnを添加する必要はないが、Ｓは鋼中に不可避的に含有されていることから、0.05wt％以上の添加が必要である。一方、Mnが0.60wt％を超えると結晶粒径が細粒化し、固溶強化も加わって硬質化するので、その添加量は0.05〜0.60wt％以下の範囲にする。
【００４１】
Ｐ：0.02wt％以下
Ｐは、材質を硬質化させ、かつぶりきの耐食性を劣化させる元素であるので、過剰の含有は好ましくなく、0.02wt％以下に制限する必要がある。
【００４２】
Ｓ：0.02wt％以下
Ｓは、過剰に含有すると，熱間圧延において高温γ域で固溶していたＳが温度低下にともない過飽和になり（Fe，Mn）Ｓとしてγ粒界に析出し、これが赤熱脆性による熱延鋼帯の耳割れを引き起こす。また、Ｓ系介在物となってプレス欠陥の原因ともなる。しがって、Ｓ量は0.02wt％以下にする必要がある。特にMn／Ｓ比が８より小さいと上記耳割れやプレス欠陥が発生しやすくなるので、Mn／Ｓは８以上にするのが好ましい。
【００４３】
Al：0.20wt％以下
Alは、鋼の製造過程において脱酸剤の機能を有し、清浄度を改善するほか、固溶Ｎを固定して軟質ぶりきを得るうえでも有用な元素である。このような効果は0.02wt％以上の添加で得られるので、0.02wt％以上の添加が望ましいが、過剰の添加は再結晶粒径の成長を抑制するほか、経済的にも好ましくないので、その含有量は0.20wt％以下、好ましくは0.02〜0.20wt％とする。なお、他の脱酸効果を有する成分 (例えば、Ti, Si等) を主たる脱酸元素として用いる場合のAl量は、より低減 (例えば、0.010 wt％以下) してもよい。
【００４４】
Ｎ：0.015 wt％以下
Ｎは、鋼の製造過程において空気中のＮとして混入し、鋼中に固溶すると軟質な鋼板を得ることができない。したがって、軟質材を製造する場合には、製鋼過程で空気中からのＮの混入を極力抑制して0.015 wt％以下にする必要がある。なお、Ｎは、硬質材を容易に安価に製造するために、極めて有効な成分であるので、目標硬さ(HR30T) に応じたＮ量になるように、精錬時にＮガスを溶鋼に吹き込むことができる。
【００４５】
Ｏ：0.01wt％以下
Ｏは、鋼中のAl，Mn、耐火物中ののSi，フラックス中のCa，Na，Ｆ等とで形成された酸化物として、プレス加工時の割れ、あるいは耐食性の劣化の原因をもたらすので、できるだけ少なくする必要がある。このような悪影響は0.01wt％を超えると顕著になるので、その含有量は0.01wt％以下に制限する。
【００４６】
なお、上記の基本成分は、各成分の説明で下限を設定した場合以外は、理論上は０％であってもよい。ただし、いずれも工業的生産過程において不可避的に含有されるものであり、０％を達成しようとすることは現実的ではない。
【００４７】
以上の基本成分のほかに、清浄度向上、鋼中Ｃ、Ｎの固定のためにNb、Ti (Ａ群）を、粒界脆化の抑制のためにＢ（Ｂ群) を必要に応じて添加することができる。
Nb：0.10wt％以下
Nbは、清浄度向上作用のほかに、炭化物、窒化物を形成し、固溶Ｃ、固溶Ｎ量の残存量を少なくする機能を有する元素である。しかし、過多に添加すると、Nb系析出物による結晶粒界のピン止め効果により再結晶温度が上昇して、連続焼鈍炉の通板作業性が悪くなり、また細粒になるので、Nb添加量は0.10wt％以下の範囲とする。なお、添加量の下限はその効果を発揮するに必要な0.001 wt％とすることが好ましい。
【００４８】
Ti：0.20wt％以下
Tiは、清浄度向上作用のほかに、炭化物、窒化物を形成し、固溶Ｃ、固溶Ｎ量の残存量を少なくする機能を有する元素である。一方、過多に添加すると、鋭利で硬質な析出物が発生し、耐食性を悪くするとともに、プレス加工時のすり疵発生の原因にもなる。従って、Ti添加量は0.20wt％以下とする。Ti添加量の下限は、上記効果を発揮するのに必要な0.001 wt％にするのが好ましい。
【００４９】
Ｂ：0.005wt ％以下
Ｂは、粒界脆化の改善に有効な元素である。すなわち、極低炭素鋼に炭化物形成元素を添加して固溶Ｃを極端に減少させると、粒界にＰが偏析して再結晶粒界の強度が弱くなり、缶が低温で保管される場合等に、脆化割れを生じることが懸念される。このような用途においても良好な品質を得るためには、Ｂを添加することが有効である。Ｂの粒界脆化抑制作用は、Ｂが固溶Ｃの役目をする、ないしはそれ自体が粒界強度を大きくすることによって得られるものであると考えられる。
Ｂはまた、炭化物や窒化物を形成して、軟質化に有効な元素であるが、連続焼鈍時に、再結晶粒界に偏析し再結晶を遅らせるので、その添加量は0.005 wt％以下とする。なお、Ｂ添加量の下限は効果を発揮するのに必要な0.0001wt％とするのが好ましい。
【００５０】
以上説明した元素以外の残部成分は、Feおよび不可避的不純物である。不可避的不純物としては、Cu、Ni、Cr、Mo、Sn、Zn、Pb、Ｖ等が原料またはスクラップからの混入元素として考えられるが、Cu、Ni、Crは各々0.2 wt％以下、Mo、Sn、Zn、Pb、Ｖその他の元素は各々0.1 wt％以下であれば、缶としての使用特性に及ぼす影響は無視できる程度のものである。
【００５１】
【実施例】
表１に示す成分組成の鋼を270 ｔ底吹き転炉により溶製し、連続鋳造機で鋳込んで鋳片とした。これらの鋳片を加熱炉で1200℃に加熱後、粗圧延し、得られたシートバーを先行するシートバーと接合した後、シートバーヒーターでシートバーの先後端相当部を加熱して昇温するとともに、幅端部をエッジヒーターで加熱してから、仕上圧延機で連続圧延し、巻き取った。これら工程を経たものほかに、シートバー同士を接合しないシートバー単位での圧延（単一圧延）によるもの、シートバーヒーターまたはエッジヒーターを使用しない場合などの種々の工程を組合せて圧延した。また、仕上げ圧延機におけるスタンド間の最大通過時間も変動させた。これらの圧延条件を表２に示す。
なお、ＦＤＴは、No.23 以外はＡr3変態点＋150 ℃の範囲内であった。No.23 のみはＡr3変態点未満で仕上げ圧延を行なっている。
【００５２】
【表１】
0004356132.tif 000002
【００５３】
【表２】
0004356132.tif 000003
【００５４】
このようにして得た、板厚0.6 〜2.6 ｍｍ、板幅900 ｍｍ以上の極薄熱延鋼帯を、酸洗により脱スケールし、酸洗後のスケール残存条件から表面外観を評価した。また、脱スケールした熱延鋼帯の板幅方向および長手方向のそれぞれ端部を含む３位置から試験片を採取して、平均結晶粒径と集合組織を調べた。得られた調査結果を表３にまとめて示す。
なお、長手方向端部は、先端および後端から３％ (約30〜45ｍ）の位置とし、幅方向端部は端部より10mmの位置とした。また、平均結晶粒径および集合組織は、表面より板厚の10％深さの位置で測定した。
上記熱延鋼帯を連続冷間圧延機にて圧延して極薄広幅の冷延鋼帯とし、連続焼鈍を行い、調質圧延における圧下率を調整して種々の調質度の缶用鋼板を製造した。冷間圧延および調質圧延の条件を表４に示す。なお、冷間圧延後の焼鈍条件はＣ量に応じて表５に示す条件とした。
【００５５】
【表３】
0004356132.tif 000004
【００５６】
【表４】
0004356132.tif 000005
【００５７】
【表５】
0004356132.tif 000006
【００５８】
以上の工程で得られた缶用鋼板（めっき原板）を、常法により錫めっきしてぶりきに仕上げた。このぶりき板における、熱延鋼帯の長手方向先端部相当位置からサンプルを採取し、３ピース缶 (溶接缶) および２ピース缶を製造し、それぞれ４段ネックイン加工したときの円周座屈の発生程度を次のように区分評価した。
無：見た目もきれいに仕上がったもの
小：詳細に観察すれば確認できるものが１ヶ所
中：４ヶ所発生し缶にならなかったもの
大：座屈が著しく加工を中断したもの
なお、コイルの長手方向５％、幅方向５％端部を除去した鋼帯全域について加工試験を行い、１缶でも×となった場合は総合評価も×とした。これらの結果を表４に合わせて示す。
【００５９】
なお、すずめっきは、ハロゲンタイプの電気すずめっき工程にて、すずめっき後，リフロー処理，クロメート処理を連続して行い、ぶりきに仕上げた。使用したSnめっき浴およびリフローおよびクロメート処理条件は次のとおりである。
・Snめっき浴
組成：
塩化第１スズ      ７５ｇ／ｌ
弗化ナトリウム    ２５ｇ／ｌ
弗化水素カリウム  ５０ｇ／ｌ
塩化ナトリウム    ４５ｇ／ｌ
Sn2+              ３６ｇ／ｌ
Sn4+                １ｇ／ｌ
ｐＨ                ２．７
浴温度              ６５℃
電流密度            ４８Ａ／ｄｍ2 
・リフロー条件        通電加熱（２８０℃）
・クロメート液        無水クロム酸    １５ｇ／ｌ
硫酸            0.13ｇ／ｌ
４０℃，１０Ａ／dm2 陰極電解処理
【００６０】
これらの表から、シートバーの長手方向両端部をシートバーヒーターを用いて、あるいはシートバーの幅方向端部をエッジヒーターを用いて加熱昇温するとともに、仕上げ圧延機のスタンド間通過時間を２秒以下として熱間圧延した発明例は、極薄広幅にもかかわらず、面内で均一な組織を有する熱延母板を製造することができることがわかる。そして、このようにして得た、鋼帯の長さ方向及び幅方向のそれぞれ９６％以上の範囲で平均結晶粒径および集合組織の面強度比を所定の範囲に収まる均一組織とした熱延母板を用いれば、製缶時の多段ネックイン加工において優れた耐座屈性を発揮する缶用鋼板を製造するできることがわかる。
【００６１】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、熱間圧延において、シートバーの長手方向両端部および幅方向両端部を加熱昇温し、仕上げ圧延機でのスタンド間通過時間を規制することにより、ネックイン加工、とくに多段ネックイン加工を施す缶用鋼板を製造するに適した、均一な結晶粒径と集合組織を有する熱延母板を提供できる。
したがって、本発明によれば、ネックイン加工、とくに多段ネックイン加工を伴う各種缶体を、高品質、高歩留りで製造することが可能になる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  0.190mm 厚ぶりき材を用いた、350 ｇ４段ネックインＤＷＩ缶の製缶した時の不良発生に及ぼす、平均再結晶粒径とＸ線による面強度比(222)/(200) の影響を示すグラフである。
【図２】  0.190mm 厚ぶりき材を用いた、350 ｇ４段ネックインＤＷＩ缶の製缶した時の不良発生に及ぼす、面強度比(222)/(200) 、平均再結晶粒径およびスタンド間通過時間の影響を示すグラフである。
【図１】
0004356132.tif 000007
【図２】
0004356132.tif 000008