JP2000256742A - 耳割れの少ない方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 熱間圧延時に発生する耳割れを軽減して、方
向性電磁鋼板を歩留り高く製造できる、方向性電磁鋼熱
延鋼板の製造方法を提案する。 【解決手段】 Si:2.5〜5.5 mass％を含有する方向性電
磁鋼スラブを、加熱して粗圧延、仕上圧延を行うに際
し、被圧延材エッジ部のγ相率を15％以下として水平圧
下を行う。そのために、被圧延材の側面温度を1100℃以
下または1150℃以上するのが好ましい。あるいは、熱間
仕上圧延機入側での被圧延材温度ＦＥＴを1160℃以下と
するのが好ましい。また、このために、シートバー厚さ
を50mm以下としても、熱間仕上圧延以前に被圧延材エッ
ジ部を局所冷却してもよい。

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、方向性電磁鋼熱
延鋼板の製造方法に係り、とくに方向性電磁鋼スラブを
熱間圧延した時に生じる耳割れを有効に防止して製品歩
留りを向上できる方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法に関
する。

【０００２】

【従来の技術】方向性電磁鋼板は、主として変圧器その
他の電気機器の鉄心として用いられ、かかる用途に適合
すべく磁束密度、鉄損値等の磁気特性に優れることが基
本的に重要である。そのため、方向性電磁鋼板の製造の
際に重要なことは、いわゆる仕上焼鈍工程により二次再
結晶させた結晶粒の方位を、｛110 ｝<001> 方位、いわ
ゆるゴス方位に高度に集積させることである。

【０００３】このような二次再結晶の集積を効果的に促
進させるためには、一次再結晶の成長を選択的に抑制
する、インヒビターと呼ばれる分散相を均一かつ適正
なサイズで形成する、ことが重要である。このようなイ
ンヒビターとしては、Cu_2-xS 、Cu_2-x Se、MnS 、MnS
e、AlN 、VN等のように硫化物、セレン化物、および窒
化物で、しかも鋼中への溶解度が極めて小さい物質が用
いられる。このため、従来から、熱間圧延前のスラブ加
熱においては高温加熱を行いインヒビターを完全に固溶
させ、熱間圧延以降二次再結晶までの過程でこのインヒ
ビターを微細に分散析出させる方法がとられている。な
お、Sb、Sn、As、Pb、P 、BiおよびMo等の粒界偏析型元
素もインヒビターとして利用されている。

【０００４】従来、方向性電磁鋼板を製造するための一
般的な製造工程では、厚み100 〜300mm のスラブを1100
℃以上の温度で加熱してインヒビター成分を完全に固溶
させた後、熱延板とし、次いでこの熱延板を１回又は中
間焼鈍を含む２回以上の冷間圧延によって、最終板厚の
冷延板とし、その後はこの冷延板に脱炭焼鈍を施し、焼
鈍分離剤を塗布してから二次再結晶および純化を目的と
して最終仕上焼鈍を施している。

【０００５】近年は、省エネルギー化への要請が一層強
まり、方向性電磁鋼板に対する高磁束密度化、低鉄損化
へのニーズも一層増してきた。これらの要請に応えるた
めに、方向性電磁鋼板の製造方法においては、成品板厚
の低減、高Si化、さらには二次再結晶後の鋼板にレーザ
ー光やプラズマジェットを照射し溝を形成するなど物理
的方法により磁区を細分化し、低鉄損を図る方法が採ら
れるようになった。また、２種以上のインヒビターを複
合して添加し、粒成長抑制力を高めることも行われ、さ
らには冷間圧延工程にて板温を高めた、いわゆる温間圧
延が行われたりするようになった。これらの技術および
その進歩により、極めて良好な磁気特性を有する製品が
得られるようになった。

【０００６】ところで、方向性電磁鋼板は、上記したよ
うな磁気特性の向上に加えて、製品を安価に供給するこ
とも強く望まれており、かかる高級品を歩留り良く製造
することが製造者サイドにおいて重要な課題となってい
る。このような歩留り向上という観点からは、熱延板エ
ッジ部の耳割れ発生を如何に防止するかが重要な課題と
なっている。

【０００７】方向性電磁鋼板製造時の熱間圧延工程にお
ける耳割れを防止する技術については既に数多くの開示
がある。例えば、特開昭55−62124 号公報には、一方向
性珪素鋼連鋳片の熱間圧延工程において、仕上圧延開始
温度と仕上圧延終了温度との差、すなわち熱間仕上圧延
中の温度低下、を220 ℃以下とする一方向性珪素鋼板の
熱間圧延方法が開示されている。しかし、仕上圧延の開
始温度と終了温度との温度差をこのような範囲に規制し
たとしても、粗圧延時や仕上圧延の前段で発生する耳割
れは防止することはできない。

【０００８】また、特開昭60−145204号公報、特開昭60
−200916号公報、特開昭61−71104号公報、特開昭62−1
96328号公報、特開平５−138207号公報には、熱間圧延
中のシートバーの側面の形状を整えることで耳割れを防
止する方向性けい素鋼の熱間圧延方法が開示されてい
る。これらの技術は、側面の形状が悪い場合には粗大に
成長した結晶の粒界部でノッチ状の凹部が生じ、これが
耳割れの起点となることから、側面の形状を整えること
によって耳割れ防止を図るものであり、多少の効果が認
められた。しかしながら、これらの技術において、特に
熱間仕上圧延１パス目の出側で幅圧下を行う場合には、
耳割れ防止効果は少なく十分満足できなかった。また、
前記特開昭60−145204号公報、特開昭61−71104 号公
報、特開昭62−196328号公報、特開平５−138207号公報
に記載の技術で、熱間仕上圧延の入り側で幅圧下を行う
場合には、熱間仕上圧延の出側で幅圧下を行う場合に比
べると耳割れ防止への効果は大きいが、未だ十分な耳割
れ防止ができるというレベルではない。

【０００９】さらに、特開昭54−31024 号公報に記載さ
れた熱間粗圧延の最終圧下率を規制する方法、特開平３
−133501号公報に記載されたスラブ加熱後に幅圧下、水
平圧下を施す方法、特開平３−243244号公報に記載され
たスラブ鋳込み組織を制御する方法および特開昭61−38
37号公報に記載されたスラブ断面形状を特殊形状にする
方法等についても、それぞれ耳割れに対して多少の効果
はあるものの、かかる効果は粗圧延時に幅圧下する方法
に比べて小さく、粗圧延時の幅圧下方法に大きく左右さ
れるため、有効な方法とはいえなかった。

【００１０】一方、例えば、特開昭60−200916号公報に
は、スラブを加熱したのち、熱間粗圧延段階で5 〜40％
の幅圧下を施し、耳割れを防止する方向性けい素鋼板の
製造方法が提案されている。確かに、特開昭60−200916
号公報に記載された技術によれば、熱延時には耳割れ深
さが20〜40mmという大きな耳割れは減少するが、10mm以
上といった比較的大きな耳割れは依然として残存してい
た。

【００１１】

【発明が解決しようとする課題】このように、電磁鋼板
の熱延時における耳割れ低減技術は、まだ完成された技
術とはなっていないうえ、最近では、磁気特性をさらに
向上させるため、粒界偏析型のインヒビタ−が増量され
るようになり、以前に比べ電磁鋼板は、耳割れが発生し
易く耳割れ最大深さも大きい材料となっている。このた
め、耳割れを著しく低減あるいは防止できる、方向性電
磁鋼板の熱間圧延技術の開発が熱望されている。

【００１２】この発明は、上記した従来技術の問題を有
利に解決し、熱間圧延時に発生する耳割れをさらに効果
的に軽減して、方向性電磁鋼板を歩留り高く製造でき
る、方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法を提案することを
目的とする。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、方向性電
磁鋼スラブを熱間圧延し熱延板とするに当たり、被圧延
材の側面温度、γ相率と耳割れの関係を詳細に調べた。
その結果、被圧延材エッジ部のγ相率が熱延板の耳割れ
発生に大きく影響し、被圧延材エッジ部のγ相率を15％
以下として水平圧延を施すことにより、熱延板の耳割れ
発生を著しく低減できることを見いだした。

【００１４】まず、本発明の基礎になった実験結果につ
いて説明する。 （実験１）表１に示す組成の鋼Ａ〜Ｄを溶製し、連続鋳
造法により厚さ220mm のスラブとした。ついで、これら
スラブを、ガス燃焼炉で1180℃に、更に誘導加熱炉で14
20℃に加熱した後、粗圧延により厚さ40mmのシートバー
とした。これらシートバーから厚さ40mm×幅150mm ×長
さ180mm の試片を切り出し素材とした。ついで、これら
素材を1420℃に加熱した後、熱間圧延を行い熱延板とし
た。

【００１５】熱間圧延は、３パスとし、１パス目で20mm
厚に、２パス目で8mm 厚に、３パス目で2.5mm 厚とし
た。なお、素材の加熱終了後から１パス目圧延開始まで
の時間を変更し、１パス目圧延直前の素材（被圧延材）
側面の温度を変更した。同様の方法で２パス目および３
パス目圧延直前の被圧延材側面の温度をそれぞれ1000℃
および900 ℃とした。圧延終了後、熱延板の耳割れ状況
を観察した。

【００１６】

【表１】

【００１７】図１に熱延板の最大耳割れ深さと１パス目
圧延直前の被圧延材側面の温度との関係を図１に示す。
図１から、圧延前の被圧延材側面温度が1050℃〜1150
℃、とくに1100℃〜1150℃の範囲にある被圧延材を圧延
（水平圧下）すると、最大耳割れ深さが大きくなる、す
なわち耳割れ発生が著しくなることがわかる。このこと
から、耳割れ発生を低減するためには、被圧延材の側面
温度を1100℃以下あるいは1150℃以上、好ましくは1050
℃以下あるいは1150℃以上として、水平圧下を行うこと
が極めて有効であるという知見を得た。

【００１８】さらに、本発明者らは、上記した処理によ
り熱延板の耳割れが低減する理由を解明するため、１パ
ス目の圧延開始前の素材（被圧延材）の組織について実
験２で詳細に調査した。 （実験２）実験１で使用したシートバーから10mm角の立
方体（実験素材）を切り出した。これら実験素材を1420
℃に加熱した後、所定の温度まで空冷し、その後急冷し
組織観察用試片とした。これら試片の断面を鏡面化処理
し、ナイタール液で腐食して組織を観察した。その結
果、母相( α相) である白色部中に、急冷直前に生成し
ていた旧γ相を反映する黒色部が観察された。

【００１９】この黒色部の面積率と、急冷直前の実験素
材の温度との関係を図２に示す。ここで黒色部の面積率
とは、黒色部の面積を観察面積で割った値である。急冷
直前の実験素材の温度が1100〜1150℃の範囲で、黒色部
の面積率が15％を超える高い値を示している。図１と図
２とから、黒色部( 旧γ相) の面積率の温度依存性は、
耳割れ発生の温度依存性と一致することがわかる。

【００２０】これらの実験結果は、γ相率が高い状態で
水平圧下を施すと耳割れが発生し易くなることを示して
おり、その理由は次のように考えられる。α相とγ相が
共存する状態で材料が変形されると、α相とγ相は硬さ
が異なるので、応力集中が生じ微小な亀裂が生成する。
この微小な亀裂の成長および合体によって耳割れが発生
する。また、この微小な亀裂はγ相率が高いほど顕著と
なる。したがって、γ相率が高い温度域で水平圧下をお
こなうと微小亀裂が増加し、その後の水平圧下により亀
裂の成長および合体が生じ易くなり、耳割れが多発する
と考えられる。

【００２１】このようなことから、耳割れを低減するた
めには、被圧延材エッジ部のγ相率を15％以下として水
平圧下を行うことが極めて有効であり、このためには被
圧延材エッジ部の側面温度をエッジ部の局所冷却等によ
り1100℃以下あるいは1150℃以上に調整して水平圧下を
施すことが重要であることがわかった。この発明は、上
記した知見に基づき、さらに検討を加え完成されたもの
である。

【００２２】すなわち、本発明は、Si:2.5〜5.5 mass％
を含有する方向性電磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してか
ら熱間粗圧延を行い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱
延板とする方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、
前記熱間粗圧延および前記熱間仕上圧延を行うに際し、
被圧延材エッジ部のγ相率を15％以下として水平圧下を
行うことを特徴とする耳割れの少ない方向性電磁鋼熱延
鋼板の製造方法である。また、本発明では、前記熱間仕
上圧延における水平圧下前の被圧延材エッジ部のγ相率
を15％以下とするために、前記熱間粗圧延によりシート
バー厚さを50mm以下としても、熱間仕上圧延以前に被圧
延材エッジ部を局所冷却してもよく、またこれらを複合
して実施してもよい。

【００２３】また、本発明は、Si:2.5〜5.5 mass％を含
有する方向性電磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してから熱
間粗圧延を行い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板
とする方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、前記
熱間粗圧延および前記熱間仕上圧延を行うに際し、被圧
延材の側面温度を1100℃以下または1150℃以上として水
平圧下を行うことを特徴とする耳割れの少ない方向性電
磁鋼熱延鋼板の製造方法であり、また、本発明では、前
記熱間仕上圧延を行うに際し、熱間仕上圧延以前に被圧
延材エッジ部を局所冷却するのが好ましく、また、本発
明では、前記熱間粗圧延によりシートバー厚さを50mm以
下として前記熱間仕上圧延を行うのが好ましい。また、
本発明では、前記熱間仕上圧延を行うに際し、前記熱間
粗圧延によりシートバー厚さを50mm以下とし、さらに前
記熱間仕上圧延以前に被圧延エッジ部を局所冷却するの
が好ましい。

【００２４】また、本発明は、Si:2.5〜5.5 mass％を含
有する方向性電磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してから熱
間粗圧延を行い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板
とする方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、前記
熱間仕上圧延を行うに際し、熱間仕上げ圧延機入側での
被圧延材温度ＦＥＴを1160℃以下とすることを特徴とす
る耳割れの少ない方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法であ
り、また、本発明では、前記熱間仕上圧延を行うに際
し、熱間仕上圧延以前にで被圧延材エッジ部を局所冷却
するのが好ましい。また、本発明では、前記熱間粗圧延
によりシートバー厚さを50mm以下として前記熱間仕上圧
延を行うのが好ましい。また、本発明では、前記熱間仕
上圧延を行うに際し、前記熱間粗圧延によりシートバー
厚さを50mm以下とし、さらに前記熱間仕上圧延以前に被
圧延材エッジ部を局所冷却するのが好ましい。

【００２５】

【発明の実施の形態】まず、本発明が対象とする方向性
電磁鋼熱延鋼板の素材として用いる方向性電磁鋼スラブ
の組成について説明する。 Si：2.5 〜5.5 mass％ Siは、鋼板の比抵抗を高め、鉄損を下げるのに有効な成
分であるが、5.5mass％を超える含有量では冷延性が損
なわれ、一方2.5mass ％未満の含有量では比抵抗が低下
するだけでなく、二次再結晶および純化のために行われ
る最終仕上焼鈍中にα→γ変態によって結晶方位のラン
ダム化を生じ、十分な鉄損低減効果が得られない。この
ためSi含有量は2.5 〜5.5 mass％の範囲とした。

【００２６】なお、Si以下の成分は、必ずしも限定する
必要はないが、好ましい成分、および好ましい含有量の
範囲については下記のとおりである。 Ｃ：0.01〜0.10mass％ Ｃは、熱間圧延、冷間圧延中の組成の均一分散化のみな
らず、ゴス方位結晶粒の発達に有効な成分であり、少な
くとも0.01mass％含有させるのが望ましい。しかし、0.
10mass％を超えて含有すると、脱炭が困難となり、かえ
ってゴス方位結晶粒の集積に乱れが生じる。このため、
Ｃは0.01〜0.10mass％の範囲とするのが望ましい。

【００２７】Mn：0.02〜0.12mass％ Mnは、熱間脆性を防止するために、少なくとも0.02mass
％の含有を必要とするが、Mn含有量が多すぎると磁気特
性の劣化を引き起こすので、上限は0.12mass％とするの
が望ましい。インヒビターとしては、MnS 、MnSe系又は
AlN 系の単独使用又は併用が可能である。更にMnの代わ
りにCuを用いてもよい。この場合、Cuの適正量は0.02〜
0.50mass％である。Cu含有量が0.02mass％未満の場合に
は抑制効果に乏しく、逆に0.50mass％を超えた場合は抑
制効果が損なわれる。

【００２８】Ｓ、Seのうちから選ばれる少なくとも一
種：0.005 〜0.06mass％ Ｓ、Seは、いずれも方向性電磁鋼板の一次再結晶を制御
するインヒビターの構成成分として有力である。インヒ
ビターの抑制力の観点からは少なくとも0.005mass ％の
含有を必要とするが、0.06mass％を超える含有ではその
効果が損なわれる。したがって、その下限、上限をそれ
ぞれ0.005mass ％、0.06mass％とするのが好ましい。

【００２９】インヒビター構成成分のうち、Al:0.005〜
0.10mass％、Ｎ：0.004 〜0.015mass ％ Al、Ｎはいずれも方向性電磁鋼板の一次再結晶を制御す
るインヒビターの構成成分として有力であり、その含有
量の範囲については、MnS 、MnSeにおけるＳ、Seの場合
と同様の理由により上記の範囲に定めた。

【００３０】なお、インヒビターの構成成分としては、
上記のＳ、Se、Alの他、Ni、Cu、Sn、Sb、Mo、Tiおよび
Bi等も有利に作用するので、これらの成分をそれぞれ少
量あわせて添加することもできる。これらの成分の好適
範囲は、Ni、Cu、Snが0.01〜0.30mass％、Sn、Mo、Ti、
Biが0.005 〜0.1mass ％であり、これらの各インヒビタ
ー構成成分についても、一種又は二種以上の複合使用が
可能である。

【００３１】本発明では、上記した組成の方向性電磁鋼
スラブを、加熱炉で加熱してから熱間粗圧延を行い、引
き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板とする。加熱温度
は、通常の方向性電磁鋼スラブの加熱温度で同じでよ
く、1300〜1420℃とするのが好ましい。熱間粗圧延、熱
間仕上圧延は、本発明に従う工程とする。すなわち、熱
間粗圧延、熱間仕上圧延に際し、被圧延材エッジ部のγ
相率（面積率）を15％以下として水平圧下を行う。被圧
延材エッジ部のγ相率が15％を超えると、熱延板に耳割
れが多発し、歩留りが低下する。なお、γ相率の値は、
急冷材の断面観察により求めるのが好ましいが、状態図
等から計算により求めてもよい。

【００３２】被圧延材エッジ部のγ相率を15％以下とす
るには、前記した図２に示すように被圧延材の側面温度
を1100℃以下または1150℃以上に調整するのがもっとも
効果的である。さらに、熱間仕上圧延に際し、被圧延材
の側面温度を1100℃以下とするには、熱間仕上圧延以前
に被圧延材エッジ部を局所冷却するのが好ましい。局所
冷却としては、水冷、ロール接触等が挙げられる。

【００３３】被圧延材エッジ部のγ相率を15％以下とす
るには、熱間仕上圧延機入側での被圧延材の先端幅中央
部の温度ＦＥＴを1160℃以下に制御することにより行っ
てもよい。被圧延材の先端幅中央部の温度ＦＥＴを1160
℃以下とすることにより、被圧延材のエッジ部を耳割れ
発生の少ないγ相率となる温度範囲に制御することが可
能となる。

【００３４】また、粗圧延によりシートバー厚さを50mm
以下、好ましくは50mm未満、より好ましくは35mm以下と
して熱間仕上圧延を行ってもよい。これにより、被圧延
材の側面温度が低下し易く、耳割れの発生が低減される
うえ、熱間仕上圧延での圧下量が少なく耳割れの成長が
少なく、最大耳割れ深さが減少する効果も有している。
なお、シートバー厚さの好ましい範囲は30〜35mmであ
る。

【００３５】上記した方法で製造された熱延板では、耳
割れの発生による切り捨て量が少なく製品歩留りが顕著
に向上する。上記した方法で製造された熱延板は、通
常、その後に一回または中間焼鈍を挟む２回以上の冷間
圧延を施され、ついで脱炭焼鈍を施されたのち、表面に
焼鈍分離剤を塗布されてから最終仕上焼鈍を施され方向
性電磁鋼板とされる。

【００３６】

【実施例】（実施例１）表２に示す組成のスラブ（厚さ
220mm ）を連続鋳造法により各４本製造した。これらス
ラブを、加熱炉で加熱した後、粗圧延で厚さ50mmのシー
トバーとし、引き続いて、仕上圧延を行い2.2mm の熱延
板とした。この際、各シートバーを仕上圧延機入り側で
空冷し、仕上圧延機入側での被圧延材側面の温度を変化
させるとともに、各シートバーを仕上圧延入側で剪断
し、先端側は剪断直後に直ちに仕上圧延を行い熱延板と
しコイル状に巻き取った。

【００３７】一方、後端側はエッジ部を急冷し、γ相率
測定用の試材とした。こうして得られた試材を用い、断
面を鏡面化処理しナイタール液で腐食した後、断面観察
を行い、γ相率を求めた。断面観察位置は、板厚中心面
における側面から20mm離れた点を中心とする面積が10mm
² の正方形領域とした。また、γ相率は、白色部の母相
（α相）中に認められる急冷直前に生成していた旧γ相
を反映する黒色部の面積を、観察面積で割った値とし
た。

【００３８】また、これらの熱延板コイルについて、耳
割れ発生状況を観察し各熱延板コイルの耳割れ最大深さ
を求めた。各熱延板コイルの仕上圧延入側でのγ相率、
耳割れ最大深さの測定結果を表３に示す。

【００３９】

【表２】

【００４０】

【表３】

【００４１】

【表４】

【００４２】γ相率が15％以下で仕上圧延を開始した本
発明例では、耳割れ最大深さは5mm以下と耳割れが低減
している。これに比べ、γ相率が15％を超える状態で仕
上圧延を開始した比較例では、耳割れ最大深さが15mm以
上と耳割れが顕著となっている。 （実施例２）mass％で、Ｃ：0.05％、Si：3.25％、Mn：
0.07％、Cu：0.10％、Se：0.02％、Bi：0.02％を含み、
残部が主としてFeからなる組成のスラブ（厚さ220mm ）
を連続鋳造法により４本製造した。これらスラブを、ガ
ス燃焼炉で1180℃、更に誘導加熱炉で1400℃に加熱した
後、粗圧延により厚さ45mmのシートバーとし、引き続い
て仕上げ圧延を行い2.6mm の熱延板とし、コイル状に巻
き取った。なお、仕上圧延に際し、各シートバーを仕上
圧延機入側で空冷させ、仕上圧延機入側での被圧延材側
面の温度を変化させた。

【００４３】これら熱延板コイルについて、耳割れ発生
状況を観察し、各熱延板コイルの耳割れ最大深さを求め
た。その結果を表４に示す。なお、仕上圧延開始時の被
圧延材側面のγ相率は、被圧延材の側面温度から次のよ
うに推定した。各スラブから10mm角の立方体を切り出
し、試材とした。これら試材を実験炉で1420℃に加熱し
たのち空冷し、試材の温度が仕上圧延機入側での各被圧
延材の側面温度になったところで急冷した。このように
処理された試材の断面を鏡面化処理し、ナイタール液で
腐食し、急冷直前に生成していた旧γ相を反映する黒色
部の面積率を測定し、仕上圧延開始時の各被圧延材側面
のγ相率とした。なお、この黒色部の面積率は、白色部
の母相（α祖）中に認められる黒色部の面積を観察面積
で割った値である。

【００４４】

【表５】

【００４５】側面のγ相率が15％以下の温度、すなわち
仕上圧延入側での側面の温度を1100℃以下、特に1050℃
以下として仕上圧延を行った本発明例では、耳割れ最大
深さが10mm、あるいは5mm 以下と耳割れが低減してい
る。本発明の範囲を外れる比較例では、耳割れ最大深さ
が25mmと耳割れが顕著となっている。 （実施例３）mass％で、Ｃ：0.08％、Si：3.20％、Mn：
0.07％、Cu：0.10％、Se：0.016 ％を含み、残部が主と
してFeからなる組成のスラブ（厚さ220mm ）を連続鋳造
法により５本製造した。これらスラブを、ガス燃焼炉で
1180℃、更に誘導加熱炉で加熱した後、粗圧延により厚
さ50mmのシートバーとし、引き続いて仕上げ圧延を行い
3.0mm の熱延板とし、コイル状に巻き取った。なお、誘
導加熱炉での加熱温度を制御することにより、粗圧延出
側におけるシートバー（被圧延材）側面温度を変化させ
た。また、仕上圧延に際し、各シートバーを仕上圧延機
入側で空冷させ、仕上圧延機入側での被圧延材側面の温
度を４本のシートバーでほぼ同じになるようにした。

【００４６】これらの熱延板コイルについて、耳割れ状
況を観察し、各コイルの耳割れ最大深さを測定した。そ
の結果を表５に示す。なお、表５におけるγ相率は、実
施例２と同様に実験室的に求めた値である。各スラブか
ら切り出した10mm角の立方体の試材を1420℃に加熱した
後空冷し、試材の温度が各被圧延材の側面温度と同じに
なったところで急冷した。こうして得られた試材の断面
を鏡面化処理し、ナイタール液で腐食し、急冷直前に生
成していた旧γ相を反映する黒色部の面積率を測定し、
γ相率とした。

【００４７】

【表６】

【００４８】γ相率が15％以下となる温度、すなわち粗
圧延出側のシートバー（被圧延材）側面温度が1150℃以
上となる粗圧延を行った本発明例は、耳割れ最大深さが
5mm以下と耳割れが低減している。それに対し、本発明
の範囲を外れる比較例では、耳割れ最大深さが20〜30mm
と耳割れが顕著となっている。 （実施例４）mass％で、Ｃ：0.05％、Si：3.25％、Mn：
0.07％、Al：0.020 ％、Ｎ：0.0070％、Sb：0.04％を含
み、残部が主としてFeからなる組成のスラブ（厚さ220m
m ）を４本製造し、ガス燃焼炉で1400℃に加熱した後、
粗圧延で40mm厚のシートバーとした。引き続いて、仕上
圧延を行い2.2mm 厚の熱延板とし、コイル状に巻き取っ
た。この際、仕上圧延前にシートバーエッジ部を局所加
熱することにより、仕上圧延機入側での被圧延材エッジ
部の温度を変化させた。

【００４９】これらの熱延板コイルについて、耳割れ状
況を観察し各コイルの耳割れ最大深さを測定した。その
結果を表６に示す。なお、表６におけるγ相率は、実施
例２、実施例３と同様に、実験室的に求めた値である。
各スラブから10mm角の立方体に切り出した試材をラボで
1420℃に加熱し、その後空冷し、試材の温度が仕上圧延
機入側での各被圧延材の側面温度になったところで急冷
した。こうして得られた試材の断面を鏡面化処理し、ナ
イタール液で腐食し、急冷直前に生成していた旧γ相を
反映する黒色部の面積率を測定し、各被圧延材のγ相率
とした。

【００５０】

【表７】

【００５１】側面のγ相率が15％以下の温度、すなわち
仕上圧延入側での側面の温度を1100℃以下、特に1050℃
以下として仕上圧延を行った本発明例では、耳割れ最大
深さが５mm、あるいは5mm 以下と耳割れが低減してい
る。本発明の範囲を外れる比較例では、耳割れ最大深さ
が25〜30mmと耳割れが顕著となっている。 （実施例５）mass％で、Ｃ：：0.06％、Si：3.25％、M
n：0.07％、Cu：0.12％、Se：0.02％を含み、残部が主
としてFeからなる組成の溶鋼を連続鋳造法により厚さ22
0mm のスラブとした。このスラブを、ガス燃焼炉で1200
℃、更に誘導加熱炉で1400℃に加熱した後、粗圧延で、
厚さ45mmのシートバーとした。引き続いて仕上げ圧延を
行い厚さ2.2mm の熱延板とした。なお、シートバーエッ
ジ部を水冷することにより仕上圧延入側での被圧延材の
側面温度を局所的に変化させて、仕上圧延を行った。

【００５２】これらの熱延板コイルについて、耳割れ状
況を観察し各コイルの耳割れ最大深さを測定した。その
結果を表７に示す。なお、表７におけるγ相率は、実施
例２〜実施例４と同様に、実験室的に求めた値である。
各スラブから10mm角の立方体に切り出した試材をラボで
1420℃に加熱し、その後空冷し、試材の温度が各被圧延
材の側面温度と同じになったところで急冷した。こうし
て得られた試材の断面を鏡面化処理し、ナイタール液で
腐食し、急冷直前に生成していた旧γ相を反映する黒色
部の面積率を測定し、各被圧延材のγ相率とした。

【００５３】

【表８】

【００５４】側面のγ相率が15％以下の温度、すなわち
仕上圧延入側での側面の温度を1100℃以下、特に1050℃
以下として仕上圧延を行った本発明例では、耳割れ最大
深さが5mm 以下と耳割れが低減している。本発明の範囲
を外れる比較例では、耳割れ最大深さが25mmと耳割れが
顕著となっている。 （実施例６）mass％で、Ｃ：0.08％、Si：3.3 ％、Mn：
0.07％、Cu：0.10％、Se：0.02％を含み、残部が主とし
てFeからなる組成の溶鋼を連続鋳造法により厚さ220mm
のスラブとした。これらスラブを、ガス燃焼炉で1200
℃、更に誘導加熱炉で1400℃に加熱した後、粗圧延で、
厚さ45mmのシートバーとし、引き続いて仕上げ圧延を行
い厚さ2.2mm の熱延板とし、コイル状に巻き取った。仕
上圧延にあたり、シートバーエッジ部をロールに接触さ
せることにより仕上圧延入側での被圧延材（シートバ
ー）の側面の温度を局所的に変化させた。

【００５５】これらの熱延板コイルについて、耳割れ状
況を観察し各コイルの耳割れ最大深さを測定した。その
結果を表８に示す。なお、表８におけるγ相率は、実施
例２〜実施例５と同様に、実験室的に求めた値である。

【００５６】

【表９】

【００５７】側面のγ相率が15％以下の温度、すなわち
仕上圧延入側での側面の温度を1100℃以下として仕上圧
延を行った本発明例では、耳割れ最大深さが5mm と耳割
れが低減している。本発明の範囲を外れる比較例では、
耳割れ最大深さが25〜30mmと耳割れが顕著となってい
る。 （実施例７）mass％で、Ｃ：0.08％、Si：3.3 ％、Mn：
0.07％、Ni：0.25％、Se：0.02％を含み、残部が主とし
てFeからなる組成の溶鋼を連続鋳造法により厚さ220mm
のスラブとした。これらスラブを、ガス燃焼炉で1200
℃、更に誘導加熱炉で1400℃に加熱した後、粗圧延で、
厚さ30〜55mmのシートバーとし、引き続いて仕上げ圧延
を行い厚さ2.2mm の熱延板とし、コイル状に巻き取っ
た。

【００５８】これらの熱延板コイルについて、耳割れ状
況を観察し各コイルの耳割れ最大深さを測定した。その
結果を表９に示す。なお、表９におけるγ相率は、実施
例２〜実施例６と同様に、実験室的に求めた値である。

【００５９】

【表10】

【００６０】仕上圧延機入側での被圧延材の先端幅中央
部の温度ＦＥＴを、側面のγ相率が15％以下となる温
度、すなわち1160℃以下として仕上圧延を行った本発明
例では、耳割れ最大深さが5mm と耳割れが低減してい
る。また、シートバー厚さが50mm以下、とくに35mm以下
の本発明例では耳割れが低減している。一方、本発明の
範囲を外れる比較例では、耳割れ最大深さが25mmと耳割
れが顕著となっている。

【００６１】このように、この発明によれば、熱延板の
エッジ部に発生する耳割れを有効に低減できる。

【００６２】

【発明の効果】以上述べたことから明らかなように、こ
の発明によれば、方向性電磁鋼板を製造するに際して、
特に熱間圧延工程での熱延板の幅方向端部（エッジ部）
に発生する耳割れを効果的に低減することが可能とな
り、これにより耳割れに起因する端部切り捨て量を低減
でき、製品歩留りを飛躍的に向上させることができると
いう産業上格段の効果を奏する。

【図面の簡単な説明】

【図１】最大耳割れ深さにおよぼす１パス目直前の被圧
延材側面温度の影響を示すグラフである。

【図２】黒色部の面積率におよぼす急冷直前の素材温度
の影響を示すグラフである。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 戸田 広朗 岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地な し） 川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者 高宮 俊人 岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地な し） 川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者 黒沢 光正 岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地な し） 川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者 山本 敦史 岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地な し） 川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 Ｆターム(参考） 4K033 AA02 EA02 FA01 FA02 FA04 5E041 AA02 AA19 CA02 HB07 HB11 NN01 NN06 NN17 NN18

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 Si:2.5〜5.5 mass％を含有する方向性電
   磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してから熱間粗圧延を行
   い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板とする方向性
   電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、前記熱間粗圧延お
   よび前記熱間仕上圧延を行うに際し、被圧延材エッジ部
   のγ相率を15％以下として水平圧下を行うことを特徴と
   する耳割れの少ない方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法。
2. 【請求項２】 Si:2.5〜5.5 mass％を含有する方向性電
   磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してから熱間粗圧延を行
   い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板とする方向性
   電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、前記熱間粗圧延お
   よび前記熱間仕上圧延を行うに際し、被圧延材の側面温
   度を1100℃以下または1150℃以上として水平圧下を行う
   ことを特徴とする耳割れの少ない方向性電磁鋼熱延鋼板
   の製造方法。
3. 【請求項３】 Si:2.5〜5.5 mass％を含有する方向性電
   磁鋼スラブを、加熱炉で加熱してから熱間粗圧延を行
   い、引き続いて熱間仕上圧延を行い熱延板とする方向性
   電磁鋼熱延鋼板の製造方法において、前記熱間仕上圧延
   を行うに際し、熱間仕上げ圧延機入側での被圧延材温度
   ＦＥＴを1160℃以下とすることを特徴とする耳割れの少
   ない方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法。
4. 【請求項４】 前記熱間仕上圧延を行うに際し、熱間仕
   上圧延以前に被圧延材エッジ部を局所冷却することを特
   徴とする請求項１ないし３のいずれかに記載の耳割れの
   少ない方向性電磁鋼熱延鋼板の製造方法。
5. 【請求項５】 前記熱間仕上圧延を行うに際し、シート
   バー厚さを50mm以下とすることを特徴とする請求項１な
   いし４のいずれかに記載の耳割れの少ない方向性電磁鋼
   熱延鋼板の製造方法。