JP2001329342A

JP2001329342A - 缶用極薄鋼板

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Publication number: JP2001329342A
Application number: JP2001151756A
Authority: JP
Inventors: Makoto Araya; 誠荒谷; Naotoshi Ryu; 尚稔龍; Hideo Kukuminato; 英雄久々湊; Akio Tosaka; 章男登坂; Kaneharu Okuda; 金晴奥田; Masatoshi Araya; 昌利荒谷; Susumu Okada; 岡田　　進
Original assignee: Kawasaki Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1996-03-15
Filing date: 2001-05-21
Publication date: 2001-11-27
Anticipated expiration: 2017-03-17
Also published as: KR19990014807A; CN1160163C; JP3249760B2; CN1193293A; JPH09327702A; JP2001059135A; EP0826436A1; US6042952A; JP4407081B2; JP2010138492A; JP4538914B2; WO1997033706A1; EP0826436A4

Abstract

(57)【要約】【課題】極薄広幅であるにもかかわらず、板幅方向に
均一な材質と板厚を有する缶用極薄鋼板を提供する。【解決手段】綱片を、粗圧延によりシートバーとし、
これを先行するシートバーと突き合わせ接合し、かかる
シートバーの幅端部をエッジヒータにて昇温し、次いで
少なくとも３スタンドではペアクロスロール圧延による
仕上げ連続圧延を行い、板幅が950mm以上、板厚が0.5〜
2mm、クラウンが±40μm以内の熱延鋼帯とし、この熱延
鋼帯に冷間圧延、連続焼鈍、調質圧延を行い、場合によ
っては、さらにこの冷延鋼帯の表面にめっき処理を施す
ことにより、平均板厚が0.20mm以下、板幅が950mm以上
で、鋼板板幅の95％以上の範囲で、板幅方向における板
厚の変動量が平均板厚の±4％以内、板幅方向における
硬さ(HR30T)の変動量が平均硬さの±3以内の特性を有す
る鋼板とする。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、主として、調質
度Ｔ１〜Ｔ６、ＤＲ８〜ＤＲ１０の全ての調質度が適用
できて各種の２ピース缶（SDC: Shallow-Drawn Can, DR
DC: Drawn & Redrawn Can, DTRC: Drawn & Thin Redraw
n Can, DWIC: Drawing & Wall Ironing Can ）や３ピー
ス缶（Side Seam Soldered Can, Side Seam Welded Ca
n, Thermoplastic Bonded Side Seam Can）の使途に用
いて好適であって、極薄・広幅にもかかわらず均一な材
質と板厚精度を有し，経済的にも優れた缶用極薄鋼板に
関するものである。本発明法において、極薄鋼板とは、
表面処理用原板および表面処理鋼板の両方を含むものと
する。

【０００２】

【従来の技術】缶用鋼板は、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等の各種めっきを施した後、飲料缶、食缶等に使
用される。上記缶用鋼板の材質は調質度で規定され，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、一回圧延製品ではＴ１〜Ｔ６に、二回圧延製品
では硬さ（HR30T)の目標値と圧延方向に測定した耐力の
目標値で表され，ＤＲ８〜ＤＲ１０に区分されている。

【０００３】ところで、最近における、飲料缶の大量消
費に伴って，製缶作業の高速化が進み，高速製缶にも適
した缶用鋼板が要望されるようになってきた。このため
缶用鋼板には、硬度の精度はもちろん、鋼板の寸法精
度，平坦度，鋼帯の横曲がり等について、自動車用鋼板
などより厳しい管理が必要となってきた。一方、３ピー
ス缶や２ピース缶といった缶体も、その製缶技術の進歩
により、最近では、板厚の薄いものを使用した軽量缶化
による合理化が大きな傾向となってきた。このように板
厚を薄くすると、当然、缶強度の低下が避けられなくな
る。そこでこの補強として、ネックイン加工、多段ネッ
クイン加工、スムース大幅ネックイン加工等による缶形
状の変更による缶強度の向上，さらには塗装、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の付与による強化も図られ
ている。また，２ピース缶の製法においては，軽量缶化
の他に、内容量の増大のために、缶高さをますます高く
（すなわち絞り比の増大）する傾向になってきている。
これらの最近の情勢から，缶用鋼板としては高強度かつ
極薄化を満たし、しかも製缶加工性，深絞り加工性にも
優れるという，従来の考え方では相反する特性を兼備し
たものが要求されるようになってきている。そしてま
た、これらの特性を両立させるうえで、板厚精度を向上
させ、加工性の変動を抑制することが従来より一層重要
になってきている。

【０００４】さらに、最近における、コイル塗装化やフ
イルムラミネート・コイルの実用化により、例えば３ピ
ース缶胴板用にはラミネート作業を効率よく行うため
に，鋼帯の長さ方向に連続してフイルムを貼った後，剪
断，スリットで缶単位の胴板に切り出す方法が採用され
だした。この方式では、缶胴の溶接部が圧延方向になる
（缶高さ方向が鋼板の圧延方向になる）ように、フィル
ムを貼るが、鋼帯を巻き戻しながら，軟質のフイルムを
設定位置に精度良くラミネートするために，鋼帯の横曲
がり精度や平坦度への要求はさらに厳しくなってきた。
というのは、例えば、フイルムが設定位置からわずかで
もずれて溶接部に貼られると，溶接不良を招き大きな損
失を招くことになるからである。このように、缶用鋼板
としては、鋼帯の横曲がりや平坦度も、従来より遙かに
優れていることが要求されるようになってきている。

【０００５】また、缶用鋼板から缶に仕上がるまでに，
幅方向端部の数ミリメートルを除き，ほとんど全幅を缶
とする合理的な製缶法が確立された現状においては，缶
用鋼板としても全幅にわたり、材質と板厚が均一であ
り、板幅や長さの許容差，直角度のずれ，鋼帯の横曲が
り精度等の寸法精度に優れていることが必要となる。さ
らに、上述したように、印刷ずれを防ぐためには、平坦
度に優れた鋼板が必要になる。この平坦度を悪くする原
板の要因としては材質の不均質が大きく影響するので，
この点でも、材質が均一な極薄鋼板が要求される。

【０００６】板厚の均一性，特に板幅方向における板厚
の均一性が重要であることは前述したとおりである。こ
れについてさらに説明すると、従来の缶用鋼板は、板厚
の均一性が十分ではなかったため、これを缶の製造に用
いるとき、２ピース缶においては，円型ブランクを打ち
抜く際、素材の板厚が薄くなりやすい板幅方向端部の板
厚実績に合せた、大きなブランク径に設計して、必要な
缶高さを得るように配慮していた。したがって、板厚が
厚くなりやすい板幅中央部は、不要に缶高さが高くな
り、歩留りが悪くなるばかりか、缶体がプレス機から抜
け出す際に、缶体上部がプレス機に引っかかり、抜け損
じて、抜け切れないうちに次の缶体が投入され、複数個
の缶体が、何回もプレスされるというジャミング現象を
招き、生産性を大きく損なっていた。また、３ピース缶
では，フレキサー後に円筒径に巻いても，偏平になりや
すく，真円度の高い胴円筒にならないとか，高強度・極
薄広幅缶用鋼板を使っても板厚が部分的に薄い分，缶強
度が不足するという問題があった。

【０００７】また、鋼帯の幅方向で硬さが均一であるこ
とも極めて重要である。もし、鋼帯の幅方向に硬質部と
軟質部が混在していると，同一の圧延条件で圧延を行っ
た場合でも，軟質部の伸びは多く，硬質部の伸びは小さ
くなり平坦度が悪くなる。このような，材質に起因する
平坦度不良は，テンションレベラー等の機械的矯正によ
り，外観的には矯正されたように見えたとしても，その
後、缶単位にスリットカットして小さなブランクにする
と、再び，部分的に反りとして現れ、高速製缶が難しく
なるという新たな問題を生起する。

【０００８】ところで、従来の缶用鋼板は印刷機や塗装
機の製造可能幅の上限が３フィート（約900mm ）と狭か
ったために，古くから狭い幅で製造されてきた。しか
し，製缶法の進歩に合わせて，ラインを新設するに際し
ては，缶用鋼板の製造から缶を仕上げるまでの総合的な
合理化、高生産性を目的に製造幅が４フィート（約1220
mm) 以上にまで拡大されるようになってきた。このた
め、缶用素材としては、生産性にも優れている広幅鋼帯
が要求されるようになった。以上説明したように、板厚
は軽量缶化の目的から極薄に，また生産性のうえから広
幅となり、総合的には極薄かつ広幅の鋼板が缶用鋼板の
分野にも新たに必要になった。

【０００９】しかし，従来の技術では，単に広幅鋼帯を
作るのは設備的には可能であったが，前述のごとき要求
に合理的に対応することが難しく、例えば，板厚が設定
値より薄くなったり，材質が外れたり，寸法精度が劣っ
たりするという問題があった。そして、とくに鋼帯の幅
方向端部や長さ方向端部ではこれらの品質が低下するた
め、鋼板の製造工程で切断、除去され、歩止が著しく低
下するという問題があった。従って、従来の技術では、
鋼板の全幅における板厚および材質がともに均一な極薄
広幅鋼帯を製造することは難しく，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0.20m
m，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) 。これ
以上の広幅鋼帯を作ったとしても、実質的に均一な板厚
および材質を、板幅の９５％以上にわたって得ることは
困難であった。

【００１０】さて、材質の均一性を阻害している大きな
因子としては，鋼成分の偏析と熱間圧延や焼鈍時の温度
の不均一が考えられる。このうち、鋼成分の偏析は連続
鋳造化により、焼鈍は連続焼鈍技術の進歩によりほぼ解
決されたと言える。従って，残っている操業要因上の課
題は主に熱間圧延にあると考えられる。

【００１１】上記熱間圧延において、従来の４段圧延機
で構成される熱間圧延機を用いると、効果的な板クラウ
ンの制御手段がないために，ワークロールの熱膨張及び
磨耗にともなうロールプロフィールの経時的変化、ま
た、圧延材の板厚、板幅変化にともなうロール撓み変形
の変化により，ロールの組み替え直後から，次の組み替
えまでの間に約100 μm の板クラウンの変動が生じてい
た。このクラウン量のコントロールには、４段ワークロ
ールシフト，６段ＨＣロールなどが使われてきたが，極
薄広幅鋼板においては約40μm 以上の板クラウンの変動
が生じ，材質の均一性確保の上からも不十分であった。
いずれにしても、従来の技術では、板幅方向の端部及び
長さ方向の端部は、缶用鋼板としての製品に仕上げるま
でに、トリミング作業等で切捨て除去され、これによる
歩留り低下が大きな問題であった。

【００１２】

【発明が解決しようとする課題】以上述べたように、品
質に優れた、極薄かつ広幅の缶用鋼板の出現が、軽量缶
化による缶体生産コストの低減、コイルの広幅化による
生産性向上といった面から強く望まれていた。しかしな
がら、かかる鋼板を、従来の製造技術で生産すると、鋼
板の板厚や材質（とくに硬さ）が、板幅方向で不均一な
ものとならざるを得ないという問題があった。このため
に、幅端部のトリミングによる歩留り低下はもちろんの
こと、連続焼鈍工程における高速通板性の低下、横曲が
りや平坦度の低下などを招いていた。また、このため
に、この鋼板を用いた缶体製造においても、缶体の形状
不良や強度不良に起因する製品歩留りの低下を招いた
り、フイルムラミネートコイルやコートコイルなどによ
る新しい製缶法が効果的に適用できなかった。そこで本
発明の目的は、従来技術における上記問題点に鑑み，極
薄かつ広幅であるにもかかわらず、均一な材質（とくに
硬さ）と均一な板厚を有する缶用極薄鋼板を提供するこ
とにある。また、本発明の他の目的は、軟質の調質度Ｔ
１さらにはこれより硬質の調質度Ｔ２〜Ｔ６、調質度Ｄ
Ｒ８〜ＤＲ１０に調質可能で、新しい製缶法にも適し
た、極薄かつ広幅であるにもかかわらず、均一な材質
（とくに硬さ）と均一な板厚を有する缶用極薄鋼板を提
供することにある。また、本発明の具体的目的は、板
厚：0.20mm以下、板幅：950 mm以上の極薄広幅で、しか
も冷間圧延のままの鋼板の両側幅端部（ただし、板幅に
対する割合が両側端合計で５％以内）を除く範囲で、板
厚の変動量が±４％以内かつ硬さ(HR30T) の変動量が±
３以内という高品質の缶用極薄鋼板を提供することにあ
る。

【００１３】

【課題を解決するための手段】(1)平均板厚が0.20mm以
下、板幅が950mm 以上の鋼板について、冷間圧延ままの
鋼板板幅の95％以上の範囲で、板幅方向における板厚変
動量が平均板厚の±４％以内であり、かつ板幅方向にお
ける硬さ(HR30T) 変動量が平均硬さの±３以内であるこ
とを特徴とする缶用極薄鋼板。

【００１４】(2)鋼の成分組成が、Ｃ：0.1 wt％以下、 Si：0.03wt％以下、 Mn：0.05〜0.60wt％、Ｐ：0.02wt％以下、Ｓ：0.02wt％以下、 Al：0.02〜0.20wt％、Ｎ：0.015 wt％以下、Ｏ：0.01wt％以下、を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物からなる、上
記(1) に記載の缶用極薄鋼板。

【００１５】(3)鋼の成分組成が、Ｃ：0.1 wt％以下、 Si：0.03wt％以下、 Mn：0.05〜0.60wt％、Ｐ：0.02wt％以下、Ｓ：0.02wt％以下、 Al：0.02〜0.20wt％、Ｎ：0.015 wt％以下、Ｏ：0.01wt％以下、を含み、かつ Cu：0.001 〜0.5 wt％、Ni：0.01〜0.5 wt％、 Cr：0.01〜0.5 wt％、 Mo：0.001 〜0.5 wt％、 Ca：0.005wt ％以下、 Nb：0.10wt％以下、 Ti：0.20wt％以下及びＢ：0.005wt ％以下から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残
部はFeおよび不可避的不純物からなる、上記(1) に記載
の缶用極薄鋼板。なお、上記(2)(3)におけるＣ含有量
は、溶接後の加工性向上のためには 0.004超〜0.05wt％
とすることが好ましく、また深絞り性向上のためには
0.004wt％以下の範囲とすることが好ましい。

【００１６】(4)鋼板の少なくとも片面に表面処理層を
有することを特徴とする、上記(1) 〜(3) のいずれか１
つに記載の缶用極薄鋼板。

【００１７】(5)表面処理層が、すずめっきまたはクロ
ムめっきを施したものである、上記(4)に記載の缶用極
薄鋼板。また、この表面処理層は、全Sn量0.56〜11.2 g
/m² のすずめっき層と、さらに前記すずめっき層の表面
に形成された、１〜30 mg/m²の金属Cr、その上層に形成
されたCr換算で１〜30 mg/m²のクロム水和酸化物を含
む、クロメート層とすることが好ましい。また、この表
面処理層は、金属Cr30〜150 mg/m² のクロムめっき層
と、Cr換算で１〜30 mg/m²のクロム水和酸化物を含む、
クロメート層とすることが好ましい。さらにまた、この
表面処理層は、Ni／(Fe + Ni) の重量比0.01〜0.3 、厚
さ10〜4000ÅのFe−Ni合金層と、前記合金層の表面に形
成された、全Sn量0.56〜5.6g/m²、凸部面積率10〜70％
で多数の凸部を表面に有するすずめっき層と、さらに前
記すずめっき層の表面に形成された、１〜30 mg/m²の金
属Cr、その上層に形成されたCr換算で１〜30 mg/m²のク
ロム水和酸化物を含む、クロメート層とすることが好ま
しい。

【００１８】

【発明の実施の形態】先ず、本発明において対象とする
鋼板サイズは、平均板厚が0.20mm以下、板幅が950mm 以
上とする。その理由は、既に述べたように、軽量缶化に
よる缶体生産コストの低減および広巾化による生産性向
上を狙いとするためである。また、鋼板の全幅にわた
り、板厚の変動量を板幅方向平均板厚の±４％以内、硬
さ(HR30T) の変動量を板幅方向平均硬さの±３以内とす
るのは、連続焼鈍等の工程における高速通板性の確保
と、成形品の寸法精度と強度の確保のためには板幅方向
のばらつきを上記範囲内に抑える必要があるためであ
る。ここに、全幅にわたって所望の変動量以下にするこ
とが望ましいが、実用上は全幅の９５％の範囲まで、所
望の変動量以下が確保されればさしつかえない。なお、
板幅方向におけるこのような高精度の板厚および硬さ特
性を有する上記サイズの広幅かつ極薄の鋼板はこれまで
に存在しなかった。さて、発明者らは、上記極薄広幅の
鋼板を製造するためには，何よりも、形状精度の良好な
極薄の広幅熱延鋼帯を製造することが必須であることに
想到した。さらに、従来の熱間圧延法における仕上圧延
機では、粗圧延後のシートバーを１本単位で通板するた
め，仕上圧延機のロールへのシートバーの先端の噛み込
みと尾端の噛み抜けが毎回繰り返され，シートバーの先
行端部と後行端部は、仕上圧延機内，および仕上圧延機
最終スタンドから巻取機までの間をロールで拘束されず
に走行せざるを得ないので、十分な形状精度が得られな
いという事実に着目した。すなわち，従来の技術では、
シートバーの先行端部と後行端部は、圧延方向中央部の
ように一定張力状態で圧延することができないため、次
のような問題があった。 (1) 鋼帯形状の乱れが生ずるので，熱延鋼帯の全幅を均
一に仕上げることができない。 (2) 熱延鋼帯の板厚が薄くなると走行が不安定になり，
仕上圧延機最終スタンドを出た後で、蛇行して巻取機に
到達しないトラブルが発生する。これを防止するために
は，シートバーの先行端部と後行端部の圧延速度を中央
部に比べ大幅に低下させざるを得ず、熱延鋼帯の圧延方
向端部のみならず、幅方向における温度と厚みの制御を
困難にし、均一な材質および板厚に仕上げることができ
ない。 (3) 長さ方向および幅方向における板厚および材質の変
動が大きくなると、これに対応して冷間圧延後の変動も
大きくなるので，切捨てによる大幅な歩留り低下を招く
ことになる。以上のことから，従来の技術では、板厚の極薄化には限
界があり，熱延鋼帯としては、経済性を無視しても、高
々1.８mmまであった。そこで、2.0 mm以下といった超極
薄の熱延鋼帯を高生産性で安定して製造できる技術開発
が必要になった。

【００１９】また、従来、極薄広幅の鋼板を連続焼鈍法
で製造するのは，極めて難しかった。というのは、連続
焼鈍法において、鋼帯は、通板されながら加熱，均熱，
冷却の温度変化を受け，しかも狭幅，広幅，薄物，厚物
といった様々なサイズのものが、生産工程予定に従っ
て，色々な組み合わせで通板されるため，炉内ロールの
幅方向にそれぞれの通板鋼帯仕様に対応した温度差が生
じ，それに起因した通板トラブルが発生する。例えば、
炉内ロールの幅方向に温度差が生じると熱膨張差により
変形が生じて，鋼帯が蛇行したり，蛇行が矯正しきれな
いと破断したりする。このため、極端に薄い極薄鋼板や
極端に幅の広い広幅缶用鋼板を製造するには自ずと限界
があった。なお、極薄鋼帯を合理的に製造するための高
速通板を行うと、ヒートバックリングが生じやすくな
る。このヒートバックリングを防止しようとすると、蛇
行が発生しやすくなったり，またその逆の場合もあっ
て，安定通板が可能な領域は極めて狭く，このことも極
薄で広幅の鋼板を合理的に製造することを困難にしてい
た。

【００２０】この問題を解決するために，発明者らは、
まず、熱間圧延時に、シートバーを接合して連続圧延を
施すこと、および鋼帯のクラウンを調整することにより
安定高速通板が可能になることを突き止めた。すなわ
ち，缶用熱延鋼帯のクラウンは、従来，凸型に設定する
ことが常識であった。これに対し、発明者らは，極薄で
広幅の鋼板を高速通板するためにはヒートバックリング
を防止することが重要であり，そのためには通板する冷
延鋼帯の平坦度を改善する必要があること、その方法と
して，先ず，熱延鋼帯のクラウンを小さくして，連続焼
鈍炉の通板時のコイルに座屈が発生しやすい幅方向中央
部の平坦度を改善することの重要性に着目した。検討の
結果、中のび(Center Bucle ISIJ TR009-1980)が絶対に
生じないように，冷間圧延後に耳のび(Edge Wave ISIJ
TR009-1980) 気味に, より正確には、中のびも，耳のび
も発生せず良好な平坦度になるように仕上げることによ
り、ヒートバックリングや破断トラブルを解決した。こ
の具体的な解決法としては、熱間圧延仕上げ圧延にクロ
スロールを使い、さらに好ましくは冷間圧延でもクロス
ロールを使うことが重要であることを見出した。

【００２１】また、発明者らは、極薄広幅の缶用鋼板を
合理的に製造するためには、上述したような、熱間圧延
を連続化すること、熱間圧延あるいはさらに冷間圧延に
クロスロールを使うこと、さらに熱間粗圧延で得られた
シートバーの、圧延中に低温になった、幅端部をエッジ
ヒーターを用いて昇温することなどにより，平坦度の劣
化のない，クラウンの小さい鋼帯に仕上げることが有効
であることを見出した。

【００２２】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のフェライト相中における固溶
量は、Ｎの約１／10〜１／100 である。この点で、箱焼
鈍法のように，徐冷却された鋼板の歪み時効は，主とし
てＮ原子の挙動によって支配される。しかし，連続焼鈍
法では冷却速度が極めて大きいため，Ｃも十分に析出し
きれず多くの固溶Ｃ量が残存し，歪み時効にも悪影響を
及ぼす。また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。箱焼鈍法による場合
には、Ｃ量の増加により結晶粒径は小さくなって硬質化
するが、連続焼鈍法による場合には、Ｃ量の増加ととも
に硬質化するという単純な傾向は見られない。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。Ｃ量が約0.004 wt％
以下で軟質になる理由は、焼鈍時にＣの溶解温度での溶
解量の絶対値が少ないことにより、Ｃによる歪時効硬化
が小さくなるためと考えられる。

【００２３】本発明においては、特に真空脱ガス処理を
施すことなく、必要な硬度に応じたＣを含む低炭素鋼に
て、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て、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。Ｃ量が約0.004 wt％以下の極微量
になると軟質になるが，そのためには製鋼工程で，真空
脱ガス処理が必要になり，経済的にはやや不利となる。
そこで、0.004 wt％を超えるある程度のＣ量を含んでい
るものが軟質化するに際して有効であることを利用し
て、缶用鋼板の約８５％以上を占める調質度Ｔ３以上を
連続焼鈍法で経済的、合理的に製造するために，Ｃ量が
約0.004 超〜0.05wt％に調整するすることが好ましい。
この範囲であれば、溶接によるＨＡＺ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。

【００２４】また、本発明者らは、ぶりきの硬度に及ぼ
す固溶Ｃ、Ｎおよび結晶粒径との関係を系統的に調べた
結果、連続焼鈍法でも固溶Ｃ，Ｎを低減し、結晶粒径を
大きくすると軟質にできることを知見した。この知見に
基づけば、焼鈍後の固溶Ｃを少なくするためには、出発
材である連続鋳造鋳片のＣを低減することが有効であ
る。

【００２５】一般に、ぶりきをプレス加工により製缶す
る際にｒ値を高くすることも重要である一方、Δｒを小
さくすることも重要である。発明者らは、ぶりき原板の
Δｒをさらに小さくする方法を検討した結果、結晶粒の
核となる炭素を極く微量にし、結晶粒径を粗大化するこ
とが有効であることを知見した。以上の知見をもとに、
発明者らはさらに研究を重ねた結果、極低炭素鋼素材を
連続焼鈍し、引き続き行う調質圧延の圧下率を変えるこ
とによって、それぞれＴ１〜ＤＲ１０の鋼板にそれぞれ
作り分けできることを知見した。この観点から、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。

【００２６】一方，製缶技術の進歩は目ざましく，現在
では、引帳試験で測定される伸び率が０％の鋼板を用い
て，飲料缶のような深い缶にプレスができるというレベ
ルに達している。さらに，缶用鋼板を一層合理的に作る
ためには，連続焼鈍を施さなくても缶用として使えるも
のができれば，画期的である。なぜなら、缶用鋼板の原
板は連続焼鈍炉を通板する際の板厚が薄いので，ヒート
バックルやクーリングバックルによる通板トラブルが発
生しやすく，通板速度を小さく制限せざるを得ず、連続
焼鈍法による高強度極薄鋼板の製造は特に不経済であっ
たからである。このような焼鈍省略を達成する手段とし
て、冷延後の硬さを目標硬さ以下に収めるうえから、Ｃ
量を極限まで減らすことが有用であり、具体的には0.00
2 wt％以下とするのが好ましい。

【００２７】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
とができなくなるので、0.03wt％以下に制限する必要が
ある。よって、製鋼段階でSi量をできるだけ少なくする
ことが肝要であり、耐火物中のSiO2が溶鋼中のAlによっ
て還元されるのを抑制するために、従来使用されている
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。

【００２８】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量が少なければ敢え
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、Mnの添加が必要である。Mn量が
0.05wt％より少ないと耳割れの発生を防止することがで
きず、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％の範囲にする必要がある。

【００２９】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。

【００３０】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。

【００３１】Alは、鋼の製造過程において脱酸剤の機能
を有し、清浄度を高くするために必要な元素である。し
かし、過剰の添加は経済的に好ましくないばかりか、再
結晶粒径の成長を抑制するので、その含有量は0.20wt％
以下の範囲にする必要がある。一方、Al量を極度に低下
させるとぶりきの清浄度が悪くなる。またAlには、軟質
ぶりきを得るうえで有用であり、固溶Ｎを固定しその残
存量を減らす役割がある。よってAlは0.02〜0.20wt％の
範囲内に限定する。

【００３２】Ｎは、鋼の製造過程において空気中Ｎが混
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0.015wt ％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もあり，そのため
には目標硬さ(HR30T) に応じたＮ量になるように、Ｎガ
スを精錬時に溶鋼に吹き込むことにより達成できる。

【００３３】Ｏは、鋼中のAl，Mn、耐火物のSi，フラッ
クスの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。よって、Ｏ
量の上限は0.01wt％とする。Ｏの低減のためには、真空
脱ガス処理による脱酸強化、タンディッシュの堰形状、
ノズルの形状、鋳込速度の調整などの方法が有効であ
る。これらの精錬過程において、適量のAl量を添加する
と清浄度が改善される。

【００３４】Cu，Ni，CrおよびMoは、鋼の延性を劣化さ
せることなく，強度を増加させることができるので，目
標とする鋼板の強度（硬さ(HR30T) ）水準に応じて添加
する。また，これらの元素は鋼板の耐蝕性を向上させる
効果も有する。これらの効果が発揮されるためには，C
u，Moでは少なくとも0.001 wt％、Ni，Crでは少なくと
も0.01wt％の添加が必要である。しかし、0.5 wt％を超
えて超えて添加しても、効果が飽和し、コストの上昇を
招くので，添加量の上限をいずれの元素とも0.5wt％と
する。なお、これらの元素の効果は単独で添加しても，
複合添加しても、同様に発揮される。

【００３５】Ca、NbおよびTiは、いずれも鋼の清浄度の
向上に有用な元素である。ただし、Caの過剰な添加は不
経済となるばかりでなく、生成される非金属介在物は、
融点が低下し、軟質になり、圧延工程で長く伸びて製缶
加工の不良につながるので、その上限は0.005 wt％とす
る。なお、Alキルド鋼にCa処理を施した場合に生成する
反応は、脱酸反応として，Ｃａ＋Ｏ → ＣａＯ (1) ３Ｃａ＋Ａｌ2 Ｏ3 → ３ＣａＯ＋２Ａｌ (2) が考えられるが，Alキルド鋼では一般に溶存酸素よりＯ
total （酸化物）の方が極めて多いことから，(2) の脱
酸反応が主体である。また，Ca酸化物は溶鋼中でもその
組成より融体状態となり，微細なCaの酸化物も凝集、合
体、浮上、分離しやすく、残存する非金属介在物は５μ
m 以下と小さくなる。このように粒径の小さい介在物は
凝固の早い連続鋳造法では均一に分散する。従って，非
金属介在物に起因する従来から発生していた欠陥は解消
できる。Caの使い方としては、CaをBaなどで希釈するこ
とによって、Caの強い脱酸能を工業的に発揮させて利用
することが有効である。具体的なCaの添加法としては、
真空脱ガス処理において、Alキルド溶鋼で十分に脱酸し
た後、取鍋の下部からの不活性ガスで溶鋼を攪拌しなが
ら、Al−Ca−Baワイヤーにより、短時間で添加する方法
が経済的に有効である。

【００３６】Nbは、上記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0.1 wt％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。

【００３７】Tiは、上記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0.2 wt％以下とする。Ti添加量の下限
は、効果を発揮するのに必要な0.001 wt％にするのが好
ましい。

【００３８】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、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
生じる心配が考えられる。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の粒界脆化改善作用は次のように説明される。も
し、固溶Ｃが粒界に存在するとＰの偏析が小さくなり、
粒界強度が大きくなって、脆化不良を抑制できる。しか
し、固溶Ｃ量が少なくなると粒界にＰが偏析して脆化す
る。その際、Ｂが存在すると、固溶Ｃの役目をする、あ
るいはＢ自体が粒界強度を大きくするので脆化不良を解
決できる。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、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、その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。

【００３９】次に、本発明において、極薄広幅の鋼板を
製造するためのさらに具体的な方法について説明する。
本発明において用いる連続鋳造鋳片は、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。次に、
目的とする0.20mm以下の極薄広幅の缶用鋼板を製造する
ためには、2.0mm以下でクラウン量の少ない極薄の熱延
鋼帯を製造する必要がある。この厚みが2.0 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り、
冷間圧延性が悪くなるとともに、良好な形状を確保する
ことが難しくなる。なお、熱延鋼帯の板厚の下限は、26
0 mm厚程度の大断面厚のスラブから圧延する際に、シー
トバーの温度低下を防ぎながら、均一な材質の熱延鋼帯
を製造できる限界から、ミルパワーを考慮して、0.5 mm
とする。

【００４０】上述した2.0 mm以下の極薄熱延鋼帯を高生
産性を維持して製造するためには、先ず、連続圧延化が
好ましい。図１に、板厚0.130 mm、板幅1250mm、調質度
ＤＲ９（目標硬さはHR30T で76）の極薄広幅鋼板の板幅
方向硬さに及ぼす熱延方法の影響を示す。図１に示すよ
うに，硬さ(HR30T) が、従来法では，熱延鋼帯の幅端部
より５mm相当位置で目標値に対して１２も低下している
が，連続圧延法を採用した発明法では端部でもほとんど
低下することなく，均一な硬さを有する極薄広幅鋼板を
製造できる。この結果，熱延、冷延、あるいはさらに表
面処理後の耳切り除去も必要がなくなる。また、熱延鋼
帯の全長にわたり高速かつ一定速で圧延を継続できるの
で，生産性が飛躍的に向上する。さらに、熱延鋼帯全長
わたり一定の張力が付与されるので，板厚，形状および
材質が均一になり，歩留りも向上し、極薄熱延鋼帯を高
生産性で製造できるようになる。なお，一定の張力下で
圧延が行えるので，強制冷却が可能になり，結晶粒径の
制御範囲も大きくなる。

【００４１】上記熱間仕上げ圧延後の巻取温度は、後述
する連続焼鈍省略の場合を除き、基本的には、550 ℃以
上、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℃未満になれば、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、Ｔ１等の軟質缶用鋼板を得るのが難し
くなるからである。なお、連続圧延に際し、短時間での
シートバー接合が本発明で目指す効果を安定して得るの
には好ましい。次に、短時間突き合わせ接合法の例を述
べる。先ず、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スピードに合わせて移動しな
がら，２０秒以内という短時間でシートバー同士を接合
する。その後，接合部分を電磁誘導法により加熱し圧着
して，仕上圧延機にて途切れることなく連続的に圧延し
た後，巻き取り機直前の剪断機で鋼帯を分割して巻き取
るという方式である。

【００４２】一方、冷間圧延後の板幅中央部のクラウン
を小さくするためには，このクラウンが熱間圧延鋼帯の
クラウンと相似になるので，基本的には熱延板の板クラ
ウンを小さくすることが必須であり、さらに，冷間圧延
においては板厚の厚い前段スタンドロールでも小さくす
ることが好ましいことを突き止めた。

【００４３】また，エッジドロップについては，圧延荷
重によるロール偏平変形が板端部に転写されたものであ
り，その形は圧延荷重分布と対応している。従って，改
善法としては基本的には荷重を小さくして偏平変形量を
小さくすることになるが，その具体策として考えられる
方式とその問題点を列挙すると， (1) ワークロール径が大きくなるほど荷重は増大し，板
幅端部近傍での板厚減少が顕著になり，エッジドロップ
量が大きくなるので，ワークロール径を小さくする。ロ
ール径を小さくすると板幅端部近傍でのワークロール撓
みが急激に変化することも手伝ってエッジドロップ量が
小さくなる。しかし，この方式は極薄鋼板を高速で圧延
するのには好ましくない。 (2) 入，出側の張力を大きくする。しかし，この方式は
圧延中に鋼帯が破断しやすくなる。特に，極薄広幅缶用
鋼板の製法には適してないことは明らかである。 (3) 圧下率を小さくする。しかし，この方式では極薄鋼
板の圧延に不利になるのは明らかである。 (4) 出側板厚を大きくする。板厚が大きくなるほど幅方
向メタルフローが生じやすくなり，荷重及び出側板厚の
幅方向分布を均一にできるので改善できる。しかし，こ
の方式では極薄熱延鋼帯を用いる本発明の主旨にそわな
いのは明らかである。 (5) 変形抵抗の小さい素材を使う。変形抵抗の大小はそ
のままエッジドロップの大小になる。従って，Ｃ量を低
炭素鋼より極端に減少した極低炭素鋼が有利であるが、
これはコスト上ベストとはいえない。

【００４４】また、その他のエッジドロップの制御法と
課題は，次のように列挙される。 (1) 板幅端部でのロールプロフィールを変更したテーパ
ー付ワークロールで圧延する方法があるが，この方式で
は効果を発揮できる対象幅が特定されるため、工程生産
において異なる板幅鋼帯に対応することが難しい。 (2) 熱間仕上圧延スタンド間エッジャーによる鋼帯張力
下で幅圧下することにより，幅端部の板のプロフィール
を変更する方法があるが，この方式では設備が複雑で，
外観欠陥が発生した際の手入れが大変で，生産性も劣
る。 (3) 小径ロールを水平方向に曲げ，材料の幅方向のメタ
ルフローを変える方法があるが，この方式では生産性が
悪かった。以上のように，あらかじめ板幅端部の板厚を厚く（エッ
ジアップ）しておき，それを水平圧延するいろいろな方
式も提案されているが、極薄広幅の缶用熱延鋼帯を合理
的に生産するまでには到らなかった。

【００４５】従来から、クラウンの小さい熱延鋼帯を製
造する方法として，通常圧延機のワークロール間にクロ
ス角を与えると格段の板クラウン改善効果があることは
知られていたが，スラスト力が過大であり実用化を妨げ
ていた。これは、ワークロールとバックアップロールを
対でクロスさせるペアクロスミルの採用により、改善さ
れ実用化された。このミルでは、ワークロールとバック
アップロール間のスラスト力は発生せずに，圧延材とワ
ークロール間のみのスラスト力を受ける構造になってい
る。このため、ペアクロスミル(pair-crossed roll sys
tem)によれば、クラウン制御及びエッジドロップ制御が
有効に実行可能となる。ペアクロス方式は，ワークロー
ル軸（ＷＲ軸）とバックアップロール軸（ＢＵＲ軸）を
互いに平行に保持したまま，上下のロール群をクロスさ
せる方式である。ペアクロス方式によるクラウン制御の
原理は，上下ＷＲ軸をクロスさせた時に生ずる両ロール
間の最小間隙が幅方向で放物線形状で変化し，ＷＲに凸
方向の放物線形状のロールクラウンを付与したのと等価
になる。すなわち，通常の方式では、強圧下を与えても
ロールがしなって，板幅中央部が膨らむ（凸板クラウ
ン）ので、クラウンを小さくすることが難しく，特に極
薄広幅の缶用鋼板を圧延することは困難を窮めた。これ
に対し、ロールをクロスさせると熱延鋼帯の板クラウン
を格段に小さくできることが分かった。

【００４６】図２に、仕上げ圧延でクロス角度を変化さ
せたペアクロスロールを用いた場合におけるクロス角度
と熱延鋼帯（鋼帯厚1.6 mm、鋼帯幅1300mm）の板クラウ
ン（鋼帯幅方向中央部の板厚−鋼帯幅方向端部より30mm
位置の板厚）との関係を示す。図２に示すように，クラ
ウン制御及びエッジドロップ制御は，このロール軸のク
ロス角度を好ましくは 0.2°以上、さらに好ましくは
0.4°以上に調整することにより可能になる。また、ク
ロス角を大きくするとエッジプロフイルはエッジドロッ
プからエッジアップに大きく変化するので，エッジドロ
ップも格段に改善できることも分かった。また，エッジ
ドロップの領域は幅端部から20〜30mmであるのに対し
て, エッジアップの領域はエッジドロップ領域の数倍大
きくなり，板クラウンの改善に寄与し、実質的に，板厚
はデッドフラットあるいは，凹クラウンにまで可能にな
った。また，ストリップ形状はクロス角が過大になると
耳のびから中のびへと変化するし，クロス角度を1.5 °
以下であれば品質には差し支えないが，これ以上に大き
いと中のび形状による通板作業性が悪くなることも分か
った。以上の結果から、クロス角度を好ましくは 0.2°
以上、さらに好ましくは 0.4°〜 1.5°に制御すること
によって、熱延鋼帯のクラウン量を±40μｍ以内に収め
ることができる。このクラウン量が、＋40μｍを超えて
大きな凸クラウンになると、冷間圧延後も凸クラウンに
なるとともに、板幅中央部が端部より大きく延びるいわ
ゆる「中伸び」と称する形状不良になるとともに連続焼
鈍の高速通板が難しくなる。一方、−40μｍを超える大
きな凹クラウンになると、冷間圧延後も凹クラウンにな
るとともに、上記現象とは逆に幅端部が大きく伸びるい
わゆる「耳伸び」と称する形状不良になるとともに、や
はり連続焼鈍の高速通板が難しくなる。なお、中伸び、
耳伸びの形状不良は矯正が難しく、高速製缶用には使え
ず、不良になり、歩留低下になる。

【００４７】上述したように、熱間圧延機をペアクロス
ロールにしてクラウンを改善できるが，この方式を有効
に活用するためには，少なくとも３スタンドに適用する
必要があり，全スタンドに適用しても，なんら差し支え
ないことを確認した。

【００４８】さらに、熱延において、通常、必然的に生
じる幅端部における温度低下による、形状や材質（組
織）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中央部より50〜110
℃高めに設定して加熱）が有効である。そして、上述し
た圧延方法と組み合わせることにより、クラウンが±40
μｍ以内の全幅の95％以上にわたって均質な厚みと材質
の極薄の熱延鋼帯を得ることができる。ここに、板クラ
ウンの制御方法としては、米国特許5531089 が有利に適
合しうる。

【００４９】上記エッジヒーターの役割について説明す
る。熱間圧延の環境は、加熱炉を除き空気中に晒され，
しかも高温であること，圧延時に生ずる表面スケールを
高圧水スプレーで除去しながら圧延を行わざるを得ない
こと，さらには 260mm厚程度のスラブから、本発明のよ
うに、２mm厚以下まで高圧下量の加工を施すことなどの
条件下にあるため、加工熱，復熱，水冷却，放冷などが
混在している。したがって、熱間圧延の処理時間が長く
なると、全幅方向、全長方向における温度差が大きくな
り、材質が不均一になる。一方、連続鋳造技術の進展に
より鋳片厚みが大きくなり，要求されるスラブ幅も大き
くなった。また、缶用鋼板の高強度化、広幅極薄化に伴
い、冷間圧延の負荷を軽減するために、ますます板厚の
薄い熱延鋼帯が必要となり、熱間圧延の温度差が大きく
なる傾向となってきた。その結果、仕上げ圧延終了温度
の低下が大きい端部は結晶粒径が中央部に比べ粗大化す
るとともに、深絞り加工に好ましくない集合組織が発達
する。とくに、粗圧延機前での待ち時間が長い圧延方向
後行部の側端部の温度低下が大きく、仕上圧延機でも同
様に温度低下が大きくなる。この解決策として、これま
では、圧延速度を加速することにより加工熱を大きくし
て熱補償する等の方策が試みられてきたが、極薄広幅の
缶用鋼板の製造においては不充分であった。これに対
し、発明者らは、熱間圧延工程の中間に相当する仕上圧
延機前で均熱できれば解決できることを確認し、実用化
に到った。なお、仕上げ圧延終了温度（ＦＤＴ）は通常
の範囲、すなわち 860℃以上とし、巻取温度（ＣＴ）は
十分な再結晶を行わさせるために 550℃以上が必要であ
る。ただし、ＣＴが余りに高いと鋼板表面スケール層が
厚くなり、次工程の酸洗による脱スケール性が悪くなる
ので、その上限は 750℃とするのが好ましい。

【００５０】次に，冷間圧延工程において，一般的に実
用されている、単にフラットなワークロールを使用する
と冷間圧延時に発生したエッジドロップにより，前述し
た熱延鋼帯でのクラウン改善効果が薄れるばかりか，逆
に大きくなる可能性があった。このような現象に対し
て、一層良好な品質の極薄広幅の缶用鋼板を製造するた
めには、冷間圧延での板クラウン制御も有効であること
が分かった。発明者らによる、最適な冷間圧延法につい
ての研究結果を図３に示す。すなわち、図３は、熱間圧
延法と冷間圧延法との組み合わせを変えて圧延した極薄
広幅鋼板（板厚0.130 mm，板幅1250mm）の板幅方向の板
厚を熱延鋼帯の幅方向に対応させて測定した結果であ
る。図３のように、熱間圧延の仕上圧延機ではペアクロ
スロールを，冷間圧延ではクロスシフト機を前段の少な
くとも１スタンドに使うことにより、板厚を均一にする
ことができる。ここで、冷延におけるクロスシフト機の
ワークロールには、片台形ワークロールを用いるのが好
ましい。なお、このような冷間圧延方法を複数スタンド
に適用しても、なんら差し支えないことを見出した。こ
のようにすれば、熱延鋼帯でエッジドロップを小さくし
たうえ、冷間圧延ではエッジドロップが生じないよう
に、前段スタンドであらかじめ幅端部の板厚を厚くする
ことができ、その後水平圧延することができる。

【００５１】上記のごとき、熱延と冷延とを組み合わせ
た圧延においても、単なる片台形ワークロールでは、異
なる板幅にも連続して対応ができない。この問題は、ワ
ークロールをバレル方向にシフトすることにより解決が
できた。その結果を図４に示す。図４は、熱間圧延法
（仕上げ圧延機の全スタンドに、0.6 °のペアクロスロ
ールまたは従来の０°を使用）と冷間圧延におけるクロ
ス角度とが、冷延鋼帯のクラウン（鋼帯幅方向中央部の
板厚−熱延鋼帯幅方向端部より10mm位置相当の板厚）、
平坦度、通板性に及ぼす影響を調べた結果である。図４
に示すように、クロスロールで仕上げた熱延鋼帯から平
坦度を確保した冷延鋼帯を製造するためには，冷間圧延
機もクロスロールを用いることが極めて有効であること
が分かった。以上説明した各製造条件を採用することに
より、板幅方向における板厚および材質の分布に優れた
各種サイズの極薄広幅の缶用鋼板を合理的に製造するこ
とが可能になった。

【００５２】なお、板厚精度の高い熱延鋼帯を製造でき
ても、冷間圧延後の平坦度が悪いと連続焼鈍での高速通
板が難しくなるばかりか、缶用鋼板としての品質のうえ
から使えなくなる。従って、板クラウンの小さい熱延鋼
帯を用い、板厚精度が高く平坦度にも優れた冷延鋼帯を
得るためには、相似断面圧延が基本になるので、冷間圧
延機のワークロールも板クラウンが小さく仕上がるもの
が好ましい。もし、相対的に圧下が大きいと、板幅端部
が伸びるし、圧下が小さいと板幅中央部が伸びたものに
なる。すなわち、図４に示したように熱間圧延機でクロ
スロールを使うのであれば、冷間圧延機もクロスロール
を使うのが好ましい。

【００５３】図５に、ＣＡＬ通板速度と鋼帯破断トラブ
ルに及ぼす平坦度の影響を、鋼帯の板厚と板幅との関係
において調査した結果を示す。図５から明らかなよう
に、板厚が薄くなるに従って、また板幅が大きくなるに
したがって、高速通板時に破断の発生頻度が大きくな
る。しかし、平坦度を改善すれば、破断の危険性は回避
できる。

【００５４】本発明においては、基本的には冷間圧延の
あと焼鈍および調質圧延を行う。焼鈍を連続焼鈍で行う
場合には、過時効処理を行うことができ、その条件は常
法にしたがって行えばよく、具体的には400 〜600 ℃、
20〜３分とすればよい。なお、溶接により円筒状にした
のち、拡缶して変形するような用途では、極めて厳しい
耐時効性が要求される。このような用途には、連続焼鈍
後コイルを箱焼鈍してもよい。ただし、Ｃ≦0.002 wt％
以下の鋼において、熱間仕上げ圧延後の再結晶が十分で
あれば、冷間圧延後の焼鈍および調質圧延を省略するこ
とが可能である。ここで、熱間仕上げ圧延後の再結晶
は、650 ℃以上、好ましくは 700℃以上で巻き取り自己
焼鈍させることで実現できるが、巻き取り後、550 〜60
0 ℃に熱延板を再加熱して焼鈍してもよい。再加熱焼鈍
を行う場合、巻き取り温度に特に制限はないが、生産性
から 550℃以上とするのが好ましい。なお、冷間圧延後
の焼鈍および調質圧延を省略する場合には、伸びフラン
ジ性等の加工性の低下を補償するために、冷間圧延後 2
00〜400 ℃で１０秒間以上加熱保持する熱処理（回復処
理）を施すこともできる。ここに、上限を 400℃とする
のは、再結晶による強度不足を防止するためである。こ
のような加熱処理は、めっき処理およびクロメート処理
の前に行ってもよいし、またこれらの処理の後、製缶ラ
インにおける塗装焼付またはラミネート工程と同時に行
うことも可能である。

【００５５】ここで、連続焼鈍で仕上げた低炭素および
極低炭素の鋼板（後述する、表層にFe−Ni合金層を有す
るものも含む）から、Ｔ１〜Ｔ６、ＤＲ８〜ＤＲ１０の
調質度を得るには、例えば、圧下率を数％〜４０％とい
った範囲で、適切に選定した調質圧延を行えばよい。

【００５６】以上説明した方法により、幅方向の板厚分
布および硬さ分布に優れた、所望の調質度に調整した冷
延鋼帯が製造できる。この冷延鋼帯の表面にSn, Cr，Ni
等のめっきを施し、必要によりクロメート処理を行うこ
とにより、耐錆性、耐食性に優れた極薄広幅の表面処理
鋼板を製造することができる。すずめっきの場合、必要
に応じ、めっき後、クロメート処理前に、リフロー処理
を行ってもよい。なお、凸状のすずめっき鋼板を製造す
る場合には、めっき前に、Ni／(Fe + Ni) の重量比0.01
〜0.3 、厚さ10〜4000ÅのFe−Ni合金層を予め形成して
おく必要がある。

【００５７】以下、これらの表面処理について説明す
る。発明者らは、高速シーム溶接缶用ＬＴＳの溶接性に
ついて検討を行った結果，溶接直前の残存金属錫量が溶
接性を顕著に向上させることも見出した。すなわち，金
属錫は柔らかく，低融点（232 ℃）金属であることか
ら、溶接電極との接触部および鋼板同士の接触部におい
て、溶接加圧力により容易に変形あるいはさらに溶融し
て接触面積を広げて，溶接電流の局部集中により生ずる
「散り」を発生せず，強固な溶接ナゲットを形成しやす
くなる。この結果、適正溶接電流範囲が大きくなる。こ
のような効果を得るには，溶接直前に残存している金属
錫量としては0.05(g/m²)以上が好ましいことを見出し
た。さらに調査を重ねた結果、凸部の面積百分率を10〜
70％にすることが好ましいことが分かった。なお、従来
のぶりき原板に、高価なすずの量を少なくしてめっきを
行うと、リフロー処理、塗装・印刷の焼き付けなど、溶
接までの熱処理により金属すずが地鉄側からFe-Sn 合金
化して金属すずが激減してしまい、溶接性の低下のほ
か、金属すずの光沢を活かしたいわゆるメタリック調印
刷に仕上げることができないという弊害を招いていた。

【００５８】このように、金属すず層を凸状（島状）に
形成するためには、すずめっき用の鋼板として、表面に
溶融すずの濡れに対する不活性化処理としてのNi拡散処
理した鋼板を用いることが有効であることを知見した。
すなわち、鋼板の少なくとも片面に、付着量0.02〜0.5
ｇ／m²のNiめっきを行い、拡散処理焼鈍を施すことによ
って、Ni／(Fe + Ni) の重量比が0.01〜0.3 、厚さが10
〜4000ÅのFe−Ni合金層を形成するものである。このNi
拡散処理鋼板を用いた、凸状のすずめっき層の形成は、
拡散処理後の母板表面に、平坦な電気すずめっきを施
し、次いでリフロー処理を行い、すずを凝集、凝固させ
ることにより達成できる。さらに，電気すずめっきを施
した後、フラックス（ZnCl2,NH4Cl 等の水溶液) を表面
に塗布した後、リフロー処理を行うことは、より効果的
に凸状を形成できることが分かった。

【００５９】凸状のすずめっき層のすず分布のＥＰＭＡ
分析によるＳＥＭ像(1000 倍) 代表例を図６に示す。図
６における白色部が凸部に相当し、黒色部が平坦なFe−
Sn合金層の凹部に相当する。図６の（ａ）は細かい凸部
よりなる場合の例であり、（ｂ）は比較的大きい凸部よ
りなる場合の例である。このような凸部の大きさの制御
は、リフロー処理工程の通電ロール間の電圧、通電時
間、溶融後水冷するまでの冷却速度およびすずめっき量
などによって可能である。なお，電気すずめっきを施し
た後，フラックス（ZnCl2,NH4Cl 等の水溶液) を表面に
塗布した後, リフロー処理を行うことにより，一層効果
的に凸状の金属すず層を形成できる。

【００６０】上記Ni拡散処理を最も効果的に行なうため
には、Niめっき設備を連続焼鈍ラインの前に設け、焼鈍
ラインの出側に調質圧延設備を設けるのがよい。このよ
うに、Niめっき、焼鈍、調質圧延を１つのラインとして
つなぎ、一挙にめっき用の母板まで仕上げることによっ
て、連続化による大幅なコストダウンが可能となる。ま
た、連続化により、Niめっき→焼鈍→調質圧延の工程
を、時間をおくことなく連続処理することができ、Fe酸
化物等の形成を防止することができ、溶接性や耐食性の
向上効果が一層大きくなる。なお、本発明法における連
続焼鈍法は、箱焼鈍法と比べ、不純物の表面濃化も少な
く、耐錆性、耐食性の点で有利となる。また、この方法
は熱延鋼帯の連続焼鈍ラインによる再加熱再結晶処理と
兼用して適用することも可能である。

【００６１】表面処理として、通常のすずめっきを行っ
た後、その上層にクロメート処理を行う場合には、すず
めっき層は0.56〜11.2 g/m² の金属Sn量よりなり、クロ
メート層はCr換算で１〜30 mg/m²のクロム水和酸化物お
よび１〜30 mg/m²の金属Crを含むものとする。その理由
は、すず量が0.56 g/m² 未満では、リフロー処理あるい
は塗装、印刷後の焼き付け等によりFe−Sn合金化が進み
溶接直前での残存金属Sn量が少なくなりすぎるからであ
る。一方、11.2 g/m² を超えると、溶接直前での残存金
属Sn量が多くなりすぎて電気抵抗加熱シーム溶接で、発
熱がSnの溶解に消費され、Fe溶解が十分に進まず接合強
度が十分に得られず、溶接速度を落とさざるを得なくな
り不経済となるからである。また、Snは高価で有限な資
源でもあるからである。また、クロメート層中のクロム
水和酸化物がCr換算で１ mg/m²に満たないとシートコー
トの塗装密着力、印刷密着力が小さく、あるいはフィル
ム接着力が十分に大きくならなない。一方、30 mg/m²を
超えると、通電性が悪くなり、溶接性が低下するからで
ある。さらに、金属Crが１ mg/m²に満たないと、塗膜、
印刷膜、フィルム膜との密着性が低下するほか、耐食
性、耐錆性も低下する。一方、30 mg/m²を超えると、金
属Crの超硬質性に起因して、製缶加工時に金属Cr膜にク
ラックが入り、密着性をかえって悪くするからである。

【００６２】表面処理として、クロメート処理を行う場
合には30〜150 mg/m² の金属Crを形成させた後、その上
層にクロム水和酸化物層をCr換算で１〜30 mg/m²を形成
して仕上げる。その理由は、クロムめっき層中の金属Cr
量が30 g/m² 未満では、Crの被覆性が不十分となり、食
缶としての耐食性、耐錆性が不十分となる。一方、150
g/m² を超えると、製缶加工性が劣化するからである。
また、クロム水和酸化物がCr換算で１ mg/m²に満たない
と、塗膜、印刷膜、フィルム接着力が十分に大きくなら
ない。一方、30 mg/m²を超えると、製缶加工性が劣化す
るからである。

【００６３】表面処理として、前記Fe−Ni合金層の表面
に、すずめっきを施し、リフロー処理（通常、230 〜28
0 ℃に昇温後１秒以内に50〜80℃の水槽に投入）によ
り、凸部面積率10〜70％で多数の凸部を表面に有するす
ずめっき層となした後、クロメート処理を行うこともで
きる。この場合には、すずめっき層を0.56〜5.6 g/m²
の金属Sn量とし、クロメート層をCr換算で１〜30 mg/m²
のクロム水和酸化物および１〜30 mg/m²の金属Crを含む
ものとする。その理由は、Sn量が0.56 g/m² 未満では、
リフロー処理あるいは塗装、印刷後の焼き付け等により
Fe−Sn合金化が進み溶接直前での残存金属Sn量が少なく
なりすぎるからである。一方、5.6 g/m² を超えると、
金属Sn量が多すぎるために、リフロー処理を施しても、
島状すずの形成ができず、平坦あるいは単なる凸凹形状
になることと経済的有意性が失われるからである。ま
た、クロメート層の組成限定理由は、上記通常のすずめ
っきを施す場合と同様である。なお、リフロー処理で得
られる凸状のすずめっきの凸部面積率10〜70％としたの
は、10％未満では溶接時の接触面積を広げる効果が不十
分であり，溶接性向上の効果が得られなく，70％超えで
は凸状にする経済的有意性が失われるからである。ま
た、Fe−Ni合金層のNi／(Fe + Ni) の重量比を0.01〜0.
3 、厚さを10〜4000Åとするのは、Ni／(Fe + Ni) の重
量比が0.01未満では、耐食性、耐錆性の改善効果が現れ
ない。また、上限の0.3 を超えると、リフロー処理後の
Fe−Sn−Ni合金層が疎になり、被覆率が小さくなって、
耐食性、耐錆性を悪くするからである。また、厚さが10
Å未満では、耐食性、耐錆性の改善効果が小さく、また
4000Åを超えると、硬く脆いFe−Ni合金にクラックが入
り、耐食性、耐錆性を悪くするからである。

【００６４】

【実施例】実施例１表１に示す成分組成の鋼を 270ｔ底吹き転炉により溶製
し、連続鋳造機で鋳込んで鋳片を得た。これらの鋳片を
粗圧延し、得られたシートバーを先行するシートバーと
接合するとともに幅端部をエッジヒーターで加熱し、引
き続きクロス角度を変化させたペアクロスロールを，前
３スタンドまたは全７スタンドに使った熱間仕上圧延機
でそれぞれ連続圧延し、幅が 950〜1300mmで極薄の熱延
鋼帯とし、巻き取った。その後，酸洗して脱スケールを
行い、次いで、No.1スタンドのワークロールを片台形ワ
ークロールを用いたクロスシフト機とした６スタンドタ
ンデム連続冷間圧延機にて圧延し、極薄冷延鋼帯を得
た。また、比較のために，従来の鋳片単位で仕上げ熱間
圧延（単一圧延）を行うとともに，ペアクロス機を使わ
ず、片台形ワークロールのクロスシフト機も使わない冷
間圧延を行った。以上の各製造条件を表２および表３に
示す。なお、一部の冷延鋼帯には、Niめっきを行い、他
の冷延鋼帯と同様に連続焼鈍（Niめっき材はNi拡散処理
に相当）を行った。拡散処理焼鈍条件は 660〜690 ℃、
10秒とした。続いて、調質圧延の圧下率を調整して種々
の調質度の鋼板を製造した。

【００６５】

【表１】

【００６６】

【表２】

【００６７】

【表３】

【００６８】なお、使用したNiめっき浴および焼鈍条件
は下記の通りである。 Niめっき浴組成：硫酸ニッケル２５０ｇ／ｌ塩化ニッケル４５ｇ／ｌホウ酸３０ｇ／ｌ浴温度６５℃ 電流密度５Ａ／ｄｍ² 焼鈍条件雰囲気：ＮＨＸガス雰囲気（１０％Ｈ₂ ＋９０％Ｎ₂ ）

【００６９】このような処理を施した鋼板から供試材を
採取し，幅方向の硬さ (HR30T)分布および板厚( mm )分
布を測定した。さらに、Ni拡散処理を施した供試材につ
いては、Niめっき量、表層におけるNi／（Ni＋Fe）の比
を下記の方法に従って測定した。・Niめっき量：蛍光Ｘ線を用いて測定・Ni／（Ni＋Fe）比：ＧＤＳを用いて重量比で深さ方向
に測定これらの測定結果を、表４〜６に示す。

【００７０】

【表４】

【００７１】

【表５】

【００７２】

【表６】

【００７３】実施例２表７に示す成分組成の鋼を実施例１と同様にして冷延鋼
板を製造した。この鋼板の表面に、めっき、場合によっ
てリフロー処理の後、クロメート処理を行い、表面処理
鋼板を製造した。以上の各製造条件を表８および表９に
示す。なお、No. ２の鋼においては、連続焼鈍に際し、
500 ℃、30秒の過時効処理を施した。

【００７４】表面処理条件は、次のとおりである。Ｎｉ
拡散処理を施さない通常のすずめっきは、ハロゲンタイ
プの電気すずめっき工程にて、すずめっきあるいは薄す
ずめっきを行い，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。ティンフリー鋼板（ＴＦ
Ｓ）は、電気めっきラインで，先ずCrO3：180 ｇ/l,H2S
O4 ：0.8 ｇ/lのクロメート液で金属クロム量を30〜120
mg/m² のめっきを施した後，引き続きCrO3：60ｇ/l，H
2SO4 ：0.2 ｇ/lのクロメート液でクロム水和酸化物
（クロム換算量で１〜30 mg/m²）のめっきを行って仕上
げた。また、Ni拡散処理を施したものには、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。

【００７５】また、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下記のとおりである。・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／ｌｐＨ２．７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／ｌ４０℃，１０Ａ／dm² 陰極電解処理

【００７６】上述した方法により、Ni拡散処理を施した
めっき前鋼板については、Niめっき量、表層におけるNi
／（Ni＋Fe）の比を下記の方法に従って測定した。・Niめっき量：蛍光Ｘ線を用いて測定・Ni／（Ni＋Fe）比：ＧＤＳを用いて重量比で深さ方向
に測定

【００７７】上記方法により製造した冷延鋼帯について
は、平坦度および連続焼鈍における通板性を調査した。
めっきおよびクロメート処理を施して、得られた表面処
理鋼板から供試材を採取し，幅方向の硬さ (HR30T)分布
および板厚( mm )分布を測定した。また、製缶性を次の
方法により調査した。３ピースについては、缶胴に相当
する曲げ加工を施して耐フルーティングテストを行っ
た。フルーティングテストの評価は缶胴の成形に相当す
るように曲げ加工を施し、胴体に発生した折れが商品と
して見るに耐えない程度のもの及び設計通りの真円度が
得られず偏平になったもの（×印で表示）とそうでない
もの（○印で表示）に区分して評価した。一方、２ピー
スについては、缶壁の傷つき性を評価し、肉眼観察で傷
が確認されないもの（○印で表示）と傷が確認され耐食
性が悪くなると予想されるもの（×印で表示）に区分し
て評価した。

【００７８】また、得られた表面処理鋼板について、防
錆性、耐食性、Ｔピール試験による塗料密着性、および
高速溶接性を下記の方法に従って試験した。・糸状錆性試料の表面に変性エポキシエステル塗料（東洋インキ
（株）Ｆ−６５ＤＦ−１０２（改１））を60mg／dm² 塗
布後、160 ℃×10分の条件で焼付した後、対角線にＸの
スクラッチを入れた。これを、乾湿サイクル試験機を用
い、温度25℃、相対湿度50％の乾燥状態と、温度50℃、
相対湿度98％の湿潤状態とを30分ごとに繰返す条件下に
試料を暴露した。２か月後に糸状錆の発生を観察し、錆
の程度により下記５段階に分け評価した。 ◎：糸状腐食なし ○：僅かな糸状腐食 △：中位の糸状腐食 ×：やや激しい糸状腐食＊：激しい糸状腐食

【００７９】・耐食性試料の表面に変性エポキシエステル塗料（東洋インキ
（株）Ｆ−６５ＤＦ−１０２（改１））を60mg／dm² 塗
布後、160 ℃×10分の条件で焼付した。これを用いて90
℃のトマトジュース70mlをホットパックした。このホッ
トパックを55℃で10日間経過した後、取り出して、腐食
状態を観察し、下記の基準で耐食性を評価した。

【００８０】・高速溶接性塗装した表面処理鋼板を、線径が約1.5 mmφの銅ワイヤ
ー型電気抵抗加熱シーム溶接機（商用機）でワイヤー速
度65ｍ／分，溶接圧力40kg，周波数600Hz で溶接した。
このとき、散り（スプラッシュ）の発生しない上限電流
値とピール溶接強度（溶接部の一端に切り込みを入れ溶
接部を缶胴から引き剥がすピールテストにより溶接部の
全長が引きちぎれるものが強度が十分と判定）が得られ
る下限電流値の差を適正溶接電流範囲として評価し，５
Ａ以上あれば高速溶接の工程化が可能と判定した。さら
に，フランジ拡缶成形で溶接部の近傍から割れない，い
わゆるＨＡＺ(heat affected zone)割れが発生しないこ
とを確認して最終判定とした。

【００８１】・塗料密着性２枚の試料の表面に、それぞれ変性エポキシエステル塗
料（東洋インキ（株）Ｆ−６５ＤＦ−１０２（改１））
を60mg／dm² 塗布後、160 ℃×10分の条件で焼付した
後、塗装面同士を厚さ40μｍのナイロン１２フィルムを
挟んで加圧して接着し、引張試験片を作成した。この試
験片について、引張試験機を用いてＴピール試験に供し
接着強度を測定し、塗料密着性の指標とした。なお、凸
状すずめっき鋼板については、凸状すず分布をＥＰＭＡ
のすず分析のＳＥＭ像（1000倍）において凸状になって
いる部分と平坦部に分け，凸部の部分の面積率を画像処
理法で測定した。これらの測定結果を、表10〜12に示
す。

【００８２】

【表７】

【００８３】

【表８】

【００８４】

【表９】

【００８５】

【表10】

【００８６】

【表11】

【００８７】

【表12】

【００８８】実施例３表13に示す成分組成の鋼を 270ｔ底吹き転炉により溶製
し、連続鋳造機で鋳込んで鋳片を得た。これらの鋳片を
粗圧延し、得られたシートバーを先行するシートバーと
接合するとともに幅端部をエッジヒーターで加熱し、引
き続きクロス角度を変化させたペアクロスロールを，前
３スタンドまたは全７スタンドに使った熱間仕上圧延機
でそれぞれ連続圧延し、幅が 950〜1300mmで極薄の熱延
鋼帯とし、巻き取った。その後、酸洗して脱スケールを
行い、次いで、No.1スタンドのワークロールを片台形ワ
ークロールを用いたクロスシフト機とした６スタンドタ
ンデム連続冷間圧延機にて圧延し、極薄冷延鋼帯を得
た。また、比較のために，従来の鋳片単位で仕上げ熱間
圧延（単一圧延）を行うとともに，ペアクロス機を使わ
ず、片台形ワークロールのクロスシフト機も使わない冷
間圧延を行った。なお、一部の冷延鋼帯には、Niめっき
を行い、他の冷延鋼帯と同様に連続焼鈍（Niめっき材は
Ni拡散処理に相当）を行った。拡散処理焼鈍の熱サイク
ルは 700〜720 ℃、10秒とした。続いて、調質圧延の圧
下率を調整して種々の調質度の鋼板を製造した。以上の
各製造条件を表13および表14に示す。なお、使用したNi
めっき浴および焼鈍は実施例１と同様の条件とした。こ
のような処理を施した鋼板から供試材を採取し，幅方向
の硬さ (HR30T)分布および板厚( mm )分布を測定した。
また、ｒ値（ランクフォード値）、およびその異方性Δ
ｒも測定した。さらに、Ni拡散処理を施した供試材につ
いては、Niめっき量、表層におけるNi／（Ni＋Fe）の比
を実施例１と同様にして測定した。これらの測定結果
を、表15〜18に示す。

【００８９】

【表13】

【００９０】

【表14】

【００９１】

【表15】

【００９２】

【表16】

【００９３】

【表17】

【００９４】

【表18】

【００９５】実施例４表19に示す成分の鋼を用いて、実施例3 と同様にして冷
延鋼板を製造した。この鋼板の表面に、めっき、場合に
よってリフロー処理の後、クロメート処理を行い、表面
処理鋼板を製造した。これらの各製造条件を表19および
表20に示す。なお、Ni拡散処理におけるめっき浴および
焼鈍の各条件、各種の表面処理条件は実施例２の条件と
同様とした。以上の方法で製造した表面処理鋼板から供
試材を採取し，幅方向の硬さ (HR30T)分布および板厚(
mm )分布を測定した。また、ｒ値（ランクフォード
値）、およびその異方性Δｒも測定した。また、Ni拡散
処理材の表層におけるNi／（Ni＋Fe）、冷延鋼帯の平坦
度および連続焼鈍における通板性、表面処理鋼板におけ
る硬さ (HR30T)分布、板厚( mm )分布、製缶性、防錆
性、耐食性、Ｔピール試験による塗料密着性および高速
溶接性などの各試験条件はすべて実施例２の条件と同様
とした。これらの測定結果を、表21〜24に示す。

【００９６】

【表19】

【００９７】

【表20】

【００９８】

【表21】

【００９９】

【表22】

【０１００】

【表23】

【０１０１】

【表24】

【０１０２】実施例５表25に示す成分組成の鋼を 270ｔ底吹き転炉により溶製
し、連続鋳造機を用いて鋳片を得た。これらの鋳片を粗
圧延し、得られたシートバーを先行するシートバーと接
合するとともに幅端部をエッジヒーターで加熱し、引き
続き、種々のクロス角度を有するペアクロスロールを全
３スタンドまたは全スタンドに使った熱間仕上げ圧延機
により，板幅が 950〜1300mmの極薄鋼板に連続圧延し，
巻き取った後，酸洗により脱スケールした。次いで、種
々の条件で冷間圧延、連続焼鈍および調質圧延を行っ
た。ここに、No.1スタンドのワークロールを片台形ワー
クロールによるクロスシフト機になした６スタンドタン
デム連続冷間圧延機にて極薄板厚に圧延した。また、比
較例として，鋳片単位での熱間仕上げ圧延（単一圧
延）、シートバーの巻き戻し逆転処理、エッジヒーター
による端部加熱、ペアクロス圧延機の採用などの熱間圧
延条件、熱延鋼帯板厚、冷間圧延機の片台形クロス角度
などの冷間圧延条件のいずれかが本発明範囲を外れる実
験も行った。なお、一部の冷延鋼帯には、Niめっきを行
い、他の冷延鋼帯と同様に連続焼鈍（Niめっき材はNi拡
散処理に相当）を行った。拡散処理焼鈍の熱サイクルは
730〜760 ℃、10秒とした。続いて、調質圧延の圧下率
を調整して種々の調質度の鋼板を製造した。以上の各製
造条件を表26および表27にまとめて示す。なお、使用し
たNiめっき浴および焼鈍は実施例１と同様の条件とし
た。

【０１０３】

【表25】

【０１０４】

【表26】

【０１０５】

【表27】

【０１０６】このような処理を施した鋼板から供試材を
採取し，幅方向の硬さ (HR30T)分布および板厚( mm )分
布を測定した。また、ｒ値（ランクフォード値）、およ
びその異方性Δｒも測定した。さらに、Ni拡散処理を施
した供試材については、Niめっき量、表層におけるNi／
（Ni＋Fe）の比を実施例１と同様にして測定した。これ
らの測定結果を、表28〜31に示す。

【表28】

【表29】

【表30】

【表31】

【０１０７】実施例６表32に示す成分の鋼を用いて、実施例５と同様にして冷
延鋼板を製造した。この鋼板の表面に、めっき、場合に
よってリフロー処理の後、クロメート処理を行い、表面
処理鋼板を製造した。これらの各製造条件を表33および
表34にまとめて示す。なお、使用したNiめっき浴および
焼鈍の各条件、各種の表面処理条件は実施例１の条件と
同様とした。以上の方法で製造した表面処理鋼板から供
試材を採取し、幅方向の硬さ(HR30T) 分布および板厚(
mm )分布を測定した。また、ｒ値 (ランクフォード値)
、およびその異方性Δｒも測定した。また、Ni拡散処
理材の表層におけるNi／ (Ni＋Fe) 、冷延鋼帯の平坦度
および連続焼鈍における通板性、表面処理鋼板における
硬さ(HR30T) 分布、板厚( mm )分布、製缶性、防錆性、
耐食性、Ｔピール試験による塗料密着性および高速溶接
性などの各試験条件は、すべて実施例２の条件と同様と
した。これらの測定結果を、表34〜表38に示す。

【０１０８】

【表32】

【０１０９】

【表33】

【０１１０】

【表34】

【０１１１】

【表35】

【０１１２】

【表36】

【０１１３】

【表37】

【０１１４】

【表38】

【０１１５】実施例７表39に示す成分組成の鋼を 270ｔ底吹き転炉により溶製
し、連続鋳造機で鋳込んで鋳片を得た。これらの鋳片を
粗圧延し、得られたシートバーを先行するシートバーと
接合するとともに幅端部をエッジヒーターで加熱し、引
き続き、クロス角度の異なるペアクロスロールを前３ス
タンドまたは全スタンドに使った熱間仕上圧延機によ
り，板幅が 950〜1300mmの極薄表面処理鋼板に連続圧延
し，巻き取り熱延鋼帯の状態で自己焼鈍あるいは連続焼
鈍ラインを通して再加熱焼鈍した。なお、自己焼鈍後、
または再加熱焼鈍前に酸洗により脱スケールした。次に
種々の条件で冷間圧延、回復熱処理を行った。ここに、
No.1スタンドのワークロールを片台形ワークロールによ
るクロスシフト機になした６スタンドタンデム連続冷間
圧延機にて極薄板厚に圧延した。また、比較例として，
鋳片単位で熱間仕上げ圧延を行うとともに，ペアクロス
機を使わないで圧延、また片台形ワークロールのクロス
シフト機も使わない冷間圧延も行った。続いて、回復熱
処理を施したのち、調質圧延の圧下率を調整して種々の
調質度の冷延鋼板とした。以上の各製造条件を表40にま
とめて示す。このような処理を施した鋼板から供試材を
採取し、幅方向の硬さ(HR30T) 分布および板厚( mm )分
布を測定した。さらに、Ni拡散処理を施した供試材につ
いては、Niめっき量、表層におけるNi／ (Ni＋Fe) の比
を実施例１と同様にして測定した。これらの測定結果
を、表41〜表43に示す。

【０１１６】

【表39】

【０１１７】

【表40】

【０１１８】

【表41】

【０１１９】

【表42】

【０１２０】

【表43】

【０１２１】実施例８表44に示す成分の鋼を用いて、実施例7 と同様にして冷
延鋼板を製造した。この鋼板の表面にめっきし、クロメ
ート処理を行い、表面処理鋼板を製造した。以上の各製
造条件を表45にまとめて示す。このような方法で製造し
た、冷延鋼帯および表面処理鋼板から供試材を採取し、
調査試験を行った。ここに、冷延鋼帯の平坦度および連
続焼鈍における通板性、表面処理鋼板における硬さ (HR
30T)分布、板厚( mm )分布、製缶性、防錆性、耐食性、
Ｔピール試験による塗料密着性および高速溶接性などの
各試験条件は、すべて実施例２の条件と同様とした。こ
れらの測定結果を、表46〜表48に示す。

【０１２２】

【表44】

【０１２３】

【表45】

【０１２４】

【表46】

【０１２５】

【表47】

【０１２６】

【表48】

【０１２７】上記実施例１〜８から、本発明によれば、
板厚および硬さが板幅方向に均質な極薄広幅の缶用鋼板
を製造できることが確認された。しかも、各種２ピース
缶法、３ピース缶法において高速製缶に対応できて、軽
量缶への加工に適切な材質を有しており、フィルムラミ
ネートして用いるコイルのような新製缶法にも適した性
能を有する缶用極薄鋼板が製造可能であることがわかっ
た。そしてこの鋼板は、鋼成分の適正化、熱間圧延の連
続化および幅端部の加熱、熱間化上圧延機のペアクロス
ロール、冷間圧延機のクロスロールで圧延などの採用に
より、板幅方向に均質な極薄広幅の鋼板を無理なく製造
できることが明らかである。

【０１２８】

【発明の効果】以上説明したように、本発明によれば、
熱間圧延においては、シートバー接合による連続化，ペ
アクロスロールによるクラウンの平坦化およびエッジヒ
ータによる熱延鋼帯端部の昇温を施し，さらに場合によ
っては冷間圧延において、片台形ワークロールによるク
ロスシフト圧延などを行うことにより、材質とくに硬さ
の均一性および板厚の均一性に優れた極薄広幅の缶用鋼
板を合理的に製造できるようになった。また、さらに冷
間圧延後、鋼帯の表面にNiめっきを行ない、焼鈍で拡散
させることにより、Fe−Ni合金層を形成すると、材質お
よび板厚の均一性に優れ、凸状すず層を有し高速シーム
溶接性に優れる極薄広幅の缶用鋼板を製造することがで
きる。なお、本発明方法によれば、連続鋳造鋳片を製品
幅複数分に相当する幅で鋳込み、熱延後または冷延後ま
たは表面処理後に、製品幅に分割することにより、効率
よく製品を製造することも可能になる。

【図面の簡単な説明】

【図１】冷延鋼帯の硬さ (HR30T)分布に及ぼす熱間仕
上圧延法の影響を示す図である。

【図２】熱延鋼帯のクラウンに及ぼす熱間仕上圧延機
のワークロールのクロス角度の影響を示す図である。

【図３】冷延鋼帯の板厚分布に及ぼす熱間圧延法と冷
間圧延法の影響を示す図である。

【図４】冷延鋼帯のクラウンと平坦度に及ぼす、ペア
クロス熱間仕上圧延およびクロスシフト冷間圧延の影響
を示す図である。

【図５】連続焼鈍の高速通板性に及ぼす、冷延鋼帯の
板厚および平坦度の影響を示す図である。

【図６】島状すずのＳＥＭ像を表す金属組織の顕微鏡
写真である。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者久々湊英雄千葉県千葉市中央区川崎町１番地川崎製鉄株式会社千葉製鉄所内 (72)発明者登坂章男千葉県千葉市中央区川崎町１番地川崎製鉄株式会社技術研究所内 (72)発明者奥田金晴千葉県千葉市中央区川崎町１番地川崎製鉄株式会社技術研究所内 (72)発明者荒谷昌利千葉県千葉市中央区川崎町１番地川崎製鉄株式会社技術研究所内 (72)発明者岡田進東京都千代田区内幸町２丁目２番３号川崎製鉄株式会社内Ｆターム(参考） 4E002 AD05 AD06 BD09 CA04 CB08

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】平均板厚が0.20mm以下、板幅が950mm 以
上の鋼板について、冷間圧延ままの鋼板板幅の95％以上
の範囲で、板幅方向における板厚変動量が平均板厚の±
４％以内であり、かつ板幅方向における硬さ(HR30T) 変
動量が平均硬さの±３以内であることを特徴とする缶用
極薄鋼板。
【請求項２】鋼の成分組成が、Ｃ：0.1 wt％以下、 Si：0.03wt％以下、 Mn：0.05〜0.60wt％、Ｐ：0.02wt％以下、Ｓ：0.02wt％以下、 Al：0.02〜0.20wt％、Ｎ：0.015 wt％以下、Ｏ：0.01wt％以下、を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物からなる、請
求項１に記載の缶用極薄鋼板。
【請求項３】鋼の成分組成が、Ｃ：0.1 wt％以下、 Si：0.03wt％以下、 Mn：0.05〜0.60wt％、Ｐ：0.02wt％以下、Ｓ：0.02wt％以下、 Al：0.02〜0.20wt％、Ｎ：0.015 wt％以下、Ｏ：0.01wt％以下、を含み、かつ Cu：0.001 〜0.5 wt％、Ni：0.01〜0.5 wt％、 Cr：0.01〜0.5 wt％、 Mo：0.001 〜0.5 wt％、 Ca：0.005wt ％以下、 Nb：0.10wt％以下、 Ti：0.20wt％以下及びＢ：0.005wt ％以下から選ばれるいずれか１種または２種以上を含有し、残
部はFeおよび不可避的不純物からなる、請求項１に記載
の缶用極薄鋼板。
【請求項４】鋼板の少なくとも片面に表面処理層を有
することを特徴とする、請求項１〜３のいずれか１項に
記載の缶用極薄鋼板。
【請求項５】表面処理層が、すずめっきまたはクロム
めっきを施したものである、請求項４に記載の缶用極薄
鋼板。