JP7230977B1 - 電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法、および、電磁鋼帯の製造方法 - Google Patents
電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法、および、電磁鋼帯の製造方法 Download PDFInfo
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Abstract
【課題】コイル接合部の機械的特性の劣化や形状の劣化による製造ラインでのコイル接合部の破断発生を抑止することができる、電磁鋼帯の摩擦攪拌接合方法を提供する。
【解決手段】回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
【選択図】図１Ａ
【解決手段】回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
【選択図】図１Ａ
Description
本発明は、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法、および、電磁鋼帯の製造方法に関する。
鋼板の製造ライン、例えば、酸洗、冷間圧延、焼鈍およびめっきなどの製造ラインでは、生産性の向上や歩留りを高くするために、いわゆるコイル接合を実施したうえで、鋼帯を通板することが一般的である。ここで、コイル接合とは、製造ラインにおいて、先行する鋼帯（以下、先行鋼帯ともいう）の端部（後端）と、先行鋼帯に続く鋼帯（以下、後行鋼帯ともいう）の端部（先端）とを接合するものである（以下、コイル接合により形成される接合部を。コイル接合部ともいう）。なお、先端は、製造ラインにおける鋼帯の進行方向側の端部である。また、後端は、製造ラインにおける鋼帯の進行方向反対側の端部である。このコイル接合を行うことにより、鋼帯の全長にわたり、張力を付与した状態で圧延等することが可能となる。また、鋼帯の先端や後端においても、板厚や形状を高精度に制御することが可能となる。
コイル接合では、従来、フラッシュバット溶接等が適用されることが一般的であった。しかし、レーザ溶接機の進歩に伴い、例えば、電磁鋼板やステンレス鋼板、高張力鋼板の製造ラインでも、コイル接合にレーザ溶接を適用することが主流となりつつある。
このような技術として、例えば、特許文献１には、
「高Si鋼を溶接するに際し、Niを主成分とするフィラーワイヤを用い、あるいはNiを主成分とする粉末フィラーを供給して溶接金属の化学組成が下記 (1)式を満足するように溶接を行うことを特徴とする高Si鋼のレーザー溶接方法。
Ｘ＝［％Ni］－［％Si］×2.5 －（［％Cr］＋［％Mo］）×0.4 ≧０・・(1)
ただし、［％Ni］、［％Si］、［％Cr］および［％Mo］は、それぞれ、溶接金属中のNi、Si、CrおよびMoの含有量（重量％）を表す。」
が開示されている。
「高Si鋼を溶接するに際し、Niを主成分とするフィラーワイヤを用い、あるいはNiを主成分とする粉末フィラーを供給して溶接金属の化学組成が下記 (1)式を満足するように溶接を行うことを特徴とする高Si鋼のレーザー溶接方法。
Ｘ＝［％Ni］－［％Si］×2.5 －（［％Cr］＋［％Mo］）×0.4 ≧０・・(1)
ただし、［％Ni］、［％Si］、［％Cr］および［％Mo］は、それぞれ、溶接金属中のNi、Si、CrおよびMoの含有量（重量％）を表す。」
が開示されている。
特許文献２には、
「先行板と後行板とを突合せてフィラーワイヤーを用いてレーザー溶接する方法において、溶接初期の前記先行板と後行板の突合せギャップ（Ｇａｐ）と溶接金属の平均巾（ＤＥＰＯ）との比（Ｇａｐ／ＤＥＰＯ）が０．３～０．８であることを特徴とするレーザー溶接方法。」
が開示されている。
「先行板と後行板とを突合せてフィラーワイヤーを用いてレーザー溶接する方法において、溶接初期の前記先行板と後行板の突合せギャップ（Ｇａｐ）と溶接金属の平均巾（ＤＥＰＯ）との比（Ｇａｐ／ＤＥＰＯ）が０．３～０．８であることを特徴とするレーザー溶接方法。」
が開示されている。
特許文献３には、
「連続冷間圧延ライン上を搬送される特殊鋼からなる先行薄板と後行薄板とをレーザー溶接して形成された溶接部において、
冷間圧延によって母材の上面側に延び出た溶接金属からなる上側延出部の下側に存在する前記母材の最小厚みをＬ１とし、冷間圧延によって前記母材の下面側に延び出た溶接金属からなる下側延出部と前記上側延出部に挟まれた前記母材の最小厚みをＬ２とすると、Ｌ１及びＬ２の少なくともいずれかがゼロより大きいことを特徴とする薄板の溶接部。」
が開示されている。
「連続冷間圧延ライン上を搬送される特殊鋼からなる先行薄板と後行薄板とをレーザー溶接して形成された溶接部において、
冷間圧延によって母材の上面側に延び出た溶接金属からなる上側延出部の下側に存在する前記母材の最小厚みをＬ１とし、冷間圧延によって前記母材の下面側に延び出た溶接金属からなる下側延出部と前記上側延出部に挟まれた前記母材の最小厚みをＬ２とすると、Ｌ１及びＬ２の少なくともいずれかがゼロより大きいことを特徴とする薄板の溶接部。」
が開示されている。
Cui, L.; Fujii, H.; Tsuji, N.; Nogi, K. Scripta Mater. 2007, 56, p.637-640.
しかし、レーザ溶接は溶融溶接であるため、溶融および凝固時の不純物の偏析に起因する脆化や、水素侵入に起因する脆化が生じ、接合部（溶接部）の機械的特性の劣化を招く場合がある。特に、電磁鋼板の成分組成にはＳｉが多量に含有されているため、コイル接合部の機械的特性の劣化が顕著となり易い。そのため、特許文献１～３のように、電磁鋼帯のコイル接合としてレーザ溶接を適用すると、製造ライン、例えば、連続冷間圧延ラインにおいて、コイル接合部に破断が生じ、ライン停止などによる生産性の低下を招くという問題があった。
本発明は、上記の問題を解決するために開発されたものであって、コイル接合部の機械的特性の劣化や形状の劣化による製造ラインでのコイル接合部の破断発生を抑止することができる、電磁鋼帯の摩擦攪拌接合方法を提供することを目的とする。
また、本発明は、上記の電磁鋼帯の摩擦攪拌接合方法を用いた電磁鋼帯の製造方法を提供することを目的とする。
また、本発明は、上記の電磁鋼帯の摩擦攪拌接合方法を用いた電磁鋼帯の製造方法を提供することを目的とする。
さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた。まず、発明者らは、電磁鋼帯のコイル接合としてレーザ溶接を適用する場合に、コイル接合部の機械的特性の劣化や形状の劣化が生じる理由を調査・検討したところ、以下の知見を得た。
（ａ）上述したように、電磁鋼板の成分組成には、Ｓｉが多量に、具体的には、２．０～５．０質量％程度含有されている。Ｓｉは、フェライト安定化元素である。そのため、電磁鋼帯のコイル接合に一般的なレーザ溶接を適用すると、溶融部であるコイル接合部のフェライト結晶粒、さらには、熱影響部のフェライト結晶粒が粗大化する。これにより、コイル接合部の機械的特性、特に、靭性や曲げ強度が大幅に劣化し、製造ラインでのコイル接合部の破断発生を招く。
（ｂ）また、上記した特許文献１～３の技術では、オーステナイト安定化元素であるＮｉを主成分とする溶加材（フィラー）を用いる。そのため、コイル接合部では、主にオーステナイト相が得られる。しかし、上記した特許文献１～３の技術では、先行鋼帯と後行鋼帯との突合せギャップの変動をなくして溶融部（溶接金属）での溶加材の融合量と鋼板の融合量とを極めて厳格に管理し、溶融部（溶接金属）でのＮｉ当量とＣｒ当量とのバランスを常時適正に制御する必要がある。すなわち、溶融部（溶接金属）でのＮｉ当量とＣｒ当量とのバランスが適正に制御されないと、コイル接合部に硬く脆い組織であるマルテンサイト相が形成される。これにより、コイル接合部の機械的特性、特に、靭性が大幅に劣化する。また、熱影響部では、フェライト結晶粒の粗大化により、コイル接合部の機械的特性が大幅に劣化する。これらの理由により、製造ラインでのコイル接合部の破断発生を招く。
ここで、Ｎｉ当量およびＣｒ当量は、それぞれ次式により定義される。
Ｎｉ当量 ＝ [％Ｎｉ]＋３０×[％Ｃ]＋０．５ × [％Ｍｎ]
Ｃｒ当量 ＝ [％Ｃｒ]＋[％Ｍｏ]＋１．５×[％Ｓｉ]＋０．５×[％Ｎｂ]
式中、[％Ｎｉ]、[％Ｃ]、[％Ｍｎ]、[％Ｃｒ]、[％Ｍｏ]、[％Ｓｉ]および[％Ｎｂ]はそれぞれ、溶接金属中のＮｉ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、ＳｉおよびＮｂの含有量（質量％）である。
ここで、Ｎｉ当量およびＣｒ当量は、それぞれ次式により定義される。
Ｎｉ当量 ＝ [％Ｎｉ]＋３０×[％Ｃ]＋０．５ × [％Ｍｎ]
Ｃｒ当量 ＝ [％Ｃｒ]＋[％Ｍｏ]＋１．５×[％Ｓｉ]＋０．５×[％Ｎｂ]
式中、[％Ｎｉ]、[％Ｃ]、[％Ｍｎ]、[％Ｃｒ]、[％Ｍｏ]、[％Ｓｉ]および[％Ｎｂ]はそれぞれ、溶接金属中のＮｉ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、ＳｉおよびＮｂの含有量（質量％）である。
（ｃ）さらに、上記した先行鋼帯と後行鋼帯との突合せギャップの変動は、溶接部の余盛高さに影響を及ぼす。例えば、溶接部の余盛高さが高くなり、溶接部が過度な凸形状となる場合、溶接部に負荷がかかると、溶接止端部に応力が集中する。そのため、上記した先行鋼帯と後行鋼帯との突合せギャップの変動は、この点でも、製造ラインでのコイル接合部の破断発生の原因となる。なお、溶接部の余盛は研削などにより除去することができるが、このような工程の増加は生産性の大幅な低下を招く。
上記の点を踏まえ、発明者らがさらに種々の検討を重ねたところ、発明者らは、電磁鋼帯のコイル接合として摩擦攪拌接合を適用することに着想した。
ここで、摩擦攪拌接合とは、回転ツールと被接合材との摩擦熱、および、被接合材の塑性流動を利用した固相接合である。すなわち、回転ツールにより被接合材の未接合部（接合予定領域）を摩擦攪拌する。被接合材の未接合部が摩擦熱により加熱されると、塑性流動が開始する。そして、塑性流動域と母材部との界面が大きく伸長される。これにより、酸化物の無い清浄な界面同士が接触し、被接合材が溶融することなく接合部が形成される。ここで、接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域であり、撹拌部と呼ばれる場合もある。また、接合部に隣接する領域には、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの、温度や加工が不十分で再結晶に至らない組織となる領域が形成される。この領域を熱加工影響部という。さらに、被接合材には、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けない領域も存在する。この領域を母材部という。なお、摩擦攪拌接合に関する技術が、例えば、特許文献４～１５および非特許文献１に開示されているが、これらはいずれも、電磁鋼帯のコイル接合に適用するものではない。
ここで、摩擦攪拌接合とは、回転ツールと被接合材との摩擦熱、および、被接合材の塑性流動を利用した固相接合である。すなわち、回転ツールにより被接合材の未接合部（接合予定領域）を摩擦攪拌する。被接合材の未接合部が摩擦熱により加熱されると、塑性流動が開始する。そして、塑性流動域と母材部との界面が大きく伸長される。これにより、酸化物の無い清浄な界面同士が接触し、被接合材が溶融することなく接合部が形成される。ここで、接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域であり、撹拌部と呼ばれる場合もある。また、接合部に隣接する領域には、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの、温度や加工が不十分で再結晶に至らない組織となる領域が形成される。この領域を熱加工影響部という。さらに、被接合材には、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けない領域も存在する。この領域を母材部という。なお、摩擦攪拌接合に関する技術が、例えば、特許文献４～１５および非特許文献１に開示されているが、これらはいずれも、電磁鋼帯のコイル接合に適用するものではない。
そこで、発明者らは、上記の着想に基づき、さらに種々の検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
（ｄ）上記（ａ）～（ｃ）の問題を有利に解決するには、
・接合方式としていわゆる両面摩擦攪拌接合を適用し、
・そのうえで、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、
・接合条件を適切に制御する、特には、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる、
ことが重要である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。また、欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化することができるので、施工能率の点でも極めて有利である。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
（ｄ）上記（ａ）～（ｃ）の問題を有利に解決するには、
・接合方式としていわゆる両面摩擦攪拌接合を適用し、
・そのうえで、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、
・接合条件を適切に制御する、特には、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる、
ことが重要である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。また、欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化することができるので、施工能率の点でも極めて有利である。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
（ｅ）また、上掲式（１）および（２）の関係を同時に満足させたうえで、接合部および熱加工影響部の鋼組織をフェライト主体の組織とし、かつ、接合部および熱加工影響部の鋼組織の微細化と、接合部と母材部の硬度差の低減とを同時に図る、具体的には、次式（３）～（６）の関係を同時に満足させることが好適である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生がより有効に抑止される。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生がより有効に抑止される。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
（ｆ）加えて、接合方式としていわゆる両面摩擦攪拌接合を適用し、上掲式（１）および（２）の関係を同時に満足させることにより、撹拌能がより高まる。そのため、回転ツールの先端部を肩部のみから構成したプローブなしの回転ツール（以下、単にプローブなしの回転ツールともいう）を使用することが可能となる。すなわち、プローブ（ピン）は、一般的な回転ツール（以下、プローブありの回転ツールともいう）において、その先端部に肩部からの突出するようにして配置される。そのため、プローブには、肩部よりも大きい応力がかり、破損や摩耗が生じやすい。よって、プローブなしの回転ツールの使用は、回転ツールの耐久性や寿命延長、ひいては（回転ツールの磨耗や破損による）接合不良率の低減という点でも、極めて有利になる。ここで、プローブなしの回転ツールとしては、例えば、回転ツールの先端面（被接合材との接触面）を、平面、凸型の曲面、または、凹型の曲面としたプローブなしの回転ツールが挙げられる。
（ｇ）また、プローブなしの回転ツールでは、回転ツールの先端面に、回転反対方向の渦状の段差部を設けることが好適である。これにより、塑性流動を促進して接合速度を高め、施工能率を一層向上することができる。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．連続冷間圧延ラインにおいて、第１の電磁鋼帯と、該第１の電磁鋼帯に続く第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールにより接合する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法であって、
前記第１の電磁鋼帯の端部と前記第２の電磁鋼帯の端部との突合せ部、または、重ね合せ部である未接合部に、前記回転ツールを、該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
ついで、前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯とを接合し、
また、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（１）の関係を満足し、かつ、
前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳが、次式（２）の関係を満足する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
１．連続冷間圧延ラインにおいて、第１の電磁鋼帯と、該第１の電磁鋼帯に続く第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールにより接合する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法であって、
前記第１の電磁鋼帯の端部と前記第２の電磁鋼帯の端部との突合せ部、または、重ね合せ部である未接合部に、前記回転ツールを、該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
ついで、前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯とを接合し、
また、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（１）の関係を満足し、かつ、
前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳが、次式（２）の関係を満足する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
２．前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯の接合により形成される接合部および熱加工影響部の鋼組織がそれぞれ、フェライト相主体の組織となり、かつ、次式（３）～（６）の関係を満足する条件で、接合を行う、前記１に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
３．次式（７）および（８）の関係を満足する条件で接合を行う、前記１または２に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
４．前記回転ツールの肩部間の隙間Ｇ（ｍｍ）が次式（９）の関係を満足する、前記１～３のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
０．４×ＴＪ ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ ・・・（９）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
０．４×ＴＪ ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ ・・・（９）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
５．前記回転ツールが、プローブなしの回転ツールである、前記１～４のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
６．前記回転ツールの先端面が、平面、凸型の曲面、または、凹型の曲面である、前記５に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
７．前記回転ツールの先端面が、回転反対方向の渦状の段差部を有する、前記５または６に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
８．前記渦状の段差部が、前記回転ツールの先端面の中心から外周に向かって徐々に低くなる、前記７に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
９．前記渦状の段差部が、前記回転ツールの先端面の中心から外周に向かって徐々に高くなる、前記７に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
１０．前記回転ツールの傾斜角度αが０°である、前記５～９のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
１１．前記１～１０のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合し、接合鋼帯を得る工程と、
該接合鋼帯に冷間圧延を施し、冷延鋼帯を得る工程と、をそなえる、電磁鋼帯の製造方法。
該接合鋼帯に冷間圧延を施し、冷延鋼帯を得る工程と、をそなえる、電磁鋼帯の製造方法。
本発明によれば、被接合材として電磁鋼帯を使用する場合であっても、コイル接合部の機械的特性の劣化や形状の劣化が生じず、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。これにより、電磁鋼板の生産性の一層の向上を図ることができ、産業上の利用価値は極めて大きい。また、欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化することができるので、施工能率の点でも極めて有利である。さらに、プローブなしの回転ツールを使用できるので、回転ツールの耐久性や寿命延長、ひいては接合不良率の低減という点でも極めて有利である。なお、ここでいう電磁鋼帯とは、主として中間成品を意味する。
本発明を、以下の実施形態に基づき説明する。
［１］電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法
まず、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法を、図１を用いて説明する。図１は、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法を説明する概略図であり、図１Ａは側面斜視図、図１Ｂは図１ＡのＡ－Ａ矢視図である。
図中、符号１が第１の電磁鋼帯（被接合材）、２が第２の電磁鋼帯（被接合材）、３－１が回転ツール（表面側回転ツール）、３－２が回転ツール（裏面側回転ツール）、４が接合部、７が把持装置、９－１および９－２が先端部（肩部（ショルダー））である。なお、図１Ａでは把持装置の図示を省略している。
また、図１Ｂでは、鉛直方向が板厚方向である。水平方向が、接合方向に垂直でかつ、板厚方向に垂直な方向（以下、接合垂直方向ともいう）である。紙面手前側の方向が、接合方向である。すなわち、図１Ｂに示す面内には、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる。
まず、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法を、図１を用いて説明する。図１は、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法を説明する概略図であり、図１Ａは側面斜視図、図１Ｂは図１ＡのＡ－Ａ矢視図である。
図中、符号１が第１の電磁鋼帯（被接合材）、２が第２の電磁鋼帯（被接合材）、３－１が回転ツール（表面側回転ツール）、３－２が回転ツール（裏面側回転ツール）、４が接合部、７が把持装置、９－１および９－２が先端部（肩部（ショルダー））である。なお、図１Ａでは把持装置の図示を省略している。
また、図１Ｂでは、鉛直方向が板厚方向である。水平方向が、接合方向に垂直でかつ、板厚方向に垂直な方向（以下、接合垂直方向ともいう）である。紙面手前側の方向が、接合方向である。すなわち、図１Ｂに示す面内には、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる。
本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法は、上述したように、
連続冷間圧延ラインにおいて、第１の電磁鋼帯と、該第１の電磁鋼帯に続く第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールにより接合する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法であって、
前記第１の電磁鋼帯の端部と前記第２の電磁鋼帯の端部との突合せ部、または、重ね合せ部である未接合部に、前記回転ツールを、該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
ついで、前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯とを接合し、
また、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（１）の関係を満足し、かつ、
前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳが、次式（２）の関係を満足する、というものである。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
連続冷間圧延ラインにおいて、第１の電磁鋼帯と、該第１の電磁鋼帯に続く第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールにより接合する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法であって、
前記第１の電磁鋼帯の端部と前記第２の電磁鋼帯の端部との突合せ部、または、重ね合せ部である未接合部に、前記回転ツールを、該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
ついで、前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯とを接合し、
また、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（１）の関係を満足し、かつ、
前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳが、次式（２）の関係を満足する、というものである。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
ここで、継手形式の好適な例としては、突合せ接合および重ね接合が挙げられる。
突合せ接合とは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端面同士を対向させた状態で、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端面（突合せ面）を含む突合せ部に回転ツールを回転させながら押圧する。そして、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯を接合するものである。
重ね接合とは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端部の少なくとも一部を重ね合せ、重ね合せ部に回転ツールを回転させながら押圧する。そして、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯を接合するものである。
突合せ接合とは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端面同士を対向させた状態で、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端面（突合せ面）を含む突合せ部に回転ツールを回転させながら押圧する。そして、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯を接合するものである。
重ね接合とは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の端部の少なくとも一部を重ね合せ、重ね合せ部に回転ツールを回転させながら押圧する。そして、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯を接合するものである。
突合せ接合と重ね接合は未接合部の形態が異なるだけで、その他の装置の構成は基本的に同じなので、ここでは、図１（図１Ａおよび図１Ｂ）のような、両面摩擦撹拌接合により、突合せ接合を行う場合を例示して説明する。図１Ａは側面斜視図、図１Ｂは図１ＡのＡ－Ａ矢視図である。両面摩擦撹拌接合方法は、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールを用いて接合する摩擦撹拌接合方法である。すなわち、互いに対向する一対の回転ツールを、未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させることにより、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合する。
両面摩擦撹拌接合では、例えば、互いに対向する１対の回転ツール、把持装置および回転ツールの動作を制御する制御装置（図示せず）をそなえる両面摩擦撹拌接合装置を用いる。制御装置では、例えば、回転ツールの傾斜角度α、回転ツールの先端部の位置および先端部（肩部）同士の間の距離、接合速度、押込み荷重、回転ツールの回転数、ならびに、回転トルク等を制御する。
両面摩擦撹拌接合では、摩擦撹拌接合装置の回転ツールを、被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の両面にそれぞれに配置する。なお、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の表面側（鉛直方向上側）に配置される回転ツールを、表面側回転ツールと称し、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の裏面側（鉛直方向下側）に配置される回転ツールを、裏面側回転ツールと称する場合がある。第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯は、図中に示した接合中央線に平行となるように配置され、それぞれ把持装置で把持される。そして、接合中央線上に位置する未接合部（接合予定領域）、つまり、第１の電磁鋼帯の端部（後端）と第２の電磁鋼帯の端部（先端）との突合せ部の両面にそれぞれ、回転ツールを回転させながら押圧する。ついで、その状態で、回転ツールを接合方向に移動させる。これにより、回転ツールと被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯との摩擦熱により該被接合材を軟化させる。そして、その軟化した部位を回転ツールで撹拌することにより、塑性流動を生じさせて、被接合材である第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合する。なお、接合が完了した部分には、接合部が形成される。また、接合部に隣接して、熱加工影響部が形成される。
そして、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、
・接合方式として、上記の両面摩擦攪拌接合を適用し、
・そのうえで、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、
・接合条件を適切に制御する、特には、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる、
ことが重要である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。また、欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化することができるので、施工能率の点でも極めて有利である。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
・接合方式として、上記の両面摩擦攪拌接合を適用し、
・そのうえで、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１）の関係を満足させ、かつ、
・接合条件を適切に制御する、特には、回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳについて、次式（２）の関係を満足させる、
ことが重要である。
これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。また、欠陥発生を抑制しつつ接合速度を高速度化することができるので、施工能率の点でも極めて有利である。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
すなわち、回転ツールの肩部の直径Ｄ（以下、単に肩径Ｄともいう）を、未接合部の厚さに応じて適切に制御することにより、回転ツールと被接合材である被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯との間で生じる摩擦熱による温度上昇と、摩擦力によるせん断応力とを被接合材に有効に付与することができる。ここで、肩径Ｄが４×ＴＪ（ｍｍ）未満になると、十分な塑性流動が得られない場合がある。一方、肩径Ｄが１０×ＴＪ（ｍｍ）を超えると、塑性流動が生じる領域が不必要に広がり、接合部に過大な熱量が投入される。これにより、接合部の再結晶組織の粗大化を招く。また、接合装置に過大な負荷がかかるおそれもある。そのため、肩径Ｄについて、上記式（１）の関係を満足させる。肩径Ｄは、好ましくは５．５×ＴＪ（ｍｍ）以上である。肩径Ｄは、好ましくは８×ＴＪ（ｍｍ）以下である。
なお、プローブなしの回転ツールの場合、肩径Ｄは、図３～図５に示すように、先端径ということもできる。先端径は、回転軸に垂直な面における回転ツールの先端面の直径（回転ツールの先端面を、回転軸に平行な方向へ投影したときの投影領域の直径）である。
また、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳは、単位接合長さ当たりの発熱量と相関するパラメータである。そして、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳの範囲を２００×ＴＪ～２０００×ＴＪとすることにより、回転ツールと被接合材である被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯との間で生じる摩擦熱による温度上昇と、摩擦力によるせん断応力とを被接合材に有効に付与することができる。ここで、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳが２００×ＴＪ未満では、発熱量が不十分となる。そのため、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の合せ面に冶金的に接合された状態の接合界面を形成することが困難となる場合がある。一方、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳが２０００×ＴＪを超えると、摩擦撹拌による発熱量が過大となり、接合部に過大な熱量が投入される。これにより、接合部のピーク温度（最高到達温度）が上昇したり、冷却速度が低下したりして、接合部の再結晶組織が粗大化を招く。そのため、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳについては、上記式（２）の関係を満足させる。ＲＳ×Ｄ3／ＪＳは、好ましくは２８０×ＴＪ以上である。また、ＲＳ×Ｄ3／ＪＳは、好ましくは１６００×ＴＪ以下である。
なお、表面側回転ツールと裏面側回転ツールとで、回転ツールの回転数ＲＳおよび肩径Ｄが異なる場合には、表面側回転ツールおよび裏面側回転ツールのそれぞれで、上掲式（１）および（２）の関係を満足させるものとする。
また、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の接合により形成される接合部および熱加工影響部の鋼組織がそれぞれ、フェライト相主体の組織となり、かつ、次式（３）～（６）の関係を満足する条件で、接合を行うことが好適である。これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生がより有効に抑止される。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
さらに、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、次式（７）および（８）の関係を満足する条件で接合を行う、ことが好適である。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
なお、被接合材（第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯）、接合部および熱加工影響部、ならびに、上掲式（３）～（８）などについての説明は、後述する［２］電磁鋼帯の接合継手に記載するとおりである。
さらに、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、回転ツールの肩部間の隙間Ｇ（ｍｍ）が次式（９）の関係を満足することが好ましい。
０．４×ＴＪ ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ ・・・（９）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
０．４×ＴＪ ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ ・・・（９）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。
すなわち、両面摩擦撹拌接合では、接合時の欠陥発生を抑制しつつ接合速度の高速度化を達成する観点から、回転ツールの肩部間の隙間（すなわち、板厚方向における表面側回転ツールの肩部と裏面側回転ツールの肩部との離間距離）Ｇ（以下、単に肩部間隙間Ｇともいう）を適切に制御することが有利である。特に、肩部間隙間Ｇが０．４×ＴＪ～０．９×ＴＪの範囲内にあると、互いに対向する回転ツールの肩部が、被接合材の表面側および裏面側に十分な荷重で押圧され、接合部における発熱および板厚方向への塑性流動が十分に促進される。これにより、より良好な状態の接合継手が得られる。一方、肩部間隙間Ｇが０．９×ＴＪを超えると、回転ツールの肩部が、被接合材の表面側および裏面側に十分な荷重で押圧されず、上記の効果が得られない場合がある。また、肩部間隙間Ｇが０．４×ＴＪ未満になると、接合部の表面および裏面が過度な凹形となり、継手強度に悪影響を及ぼす場合がある。そのため、肩部間隙間Ｇは、０．４×ＴＪ～０．９×ＴＪの範囲とすることが好ましい。肩部間隙間Ｇは、より好ましくは０．５×ＴＪ以上である。また、肩部間隙間Ｇはより好ましくは０．８×ＴＪ以下である。
また、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、回転ツールの傾斜角度αは特に限定されず、例えば、表面側回転ツールと裏面側回転ツールの両方において、０°≦α≦４°とすることができる。
ここで、αは、接合方向と板厚方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）とを含む面における、回転ツールの回転軸（以下、ツールの回転軸ともいう）の板厚方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）からの傾斜角度である。なお、回転ツールの先端部が接合方向に対して先行する向き（の角度）を＋とする。
ここで、αは、接合方向と板厚方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）とを含む面における、回転ツールの回転軸（以下、ツールの回転軸ともいう）の板厚方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）からの傾斜角度である。なお、回転ツールの先端部が接合方向に対して先行する向き（の角度）を＋とする。
なお、両面摩擦撹拌接合方法で一般的に使用されるプローブありの回転ツールでは、表面側回転ツールと裏面側回転ツールの両方において、ツールの回転軸を傾斜させる、すなわち、０°＜αとすることがより好適である。これにより、プローブの先端が接合方向に対して先行するので、回転ツールに対する負荷を、回転軸方向に圧縮される分力として、回転ツールで受けることができる。その結果、曲げ方向の力が低減され、回転ツールの破壊リスクが低減される。よって、プローブありの回転ツールを使用する場合、０°＜αとすることがより好適である。また、α ≦ ２°とすることがより好適である。
一方、プローブなしの回転ツールでは、プローブの局部的な応力集中による破損を考慮する必要がない。そのため、表面側回転ツールと裏面側回転ツールの両方において、回転ツールの傾斜角度αを０°、すなわち、接合方向と板厚方向（被接合材の表面に対して垂直な方向）とを含む面において、ツールの回転軸が板厚方向と平行になるようにすることがより好適である。これにより、接合部の表裏面が凹形となり、被接合材の厚さに対する接合部の厚さの比が低下する。その結果、継手強度に悪影響を及ぼす傾向を回避できる。また、回転ツールの傾斜角度αを付与・設定するための装置の制御機構を省略できるなどのメリットもある。
上記以外の条件については、上掲式（１）および（２）の関係を満足する条件であれば、特に限定されず、常法に従えばよい。
例えば、回転ツールの回転数は、好ましくは３００～９０００ｒ／ｍｉｎ（回／分）である。回転ツールの回転数を当該範囲内とすることにより、表面形状を良好に保ちつつ過大な熱量の投入による機械特性の低下を抑制できるので、有利である。回転ツールの回転数は、より好ましくは４００ｒ／ｍｉｎ以上である。また、回転ツールの回転数は、より好ましくは８０００ｒ／ｍｉｎ以下である。
接合速度は、好ましくは８００～５０００ｍｍ／ｍｉｎ（ｍｍ／分）である。接合速度は、より好ましくは１０００ｍｍ／ｍｉｎ以上である。接合速度は、より好ましくは４０００ｍｍ／ｍｉｎ以下である。
回転ツールの先端部の位置や押込み荷重、回転トルク、プローブ間の隙間などは、常法に従い、適宜、設定すればよい。
例えば、回転ツールの回転数は、好ましくは３００～９０００ｒ／ｍｉｎ（回／分）である。回転ツールの回転数を当該範囲内とすることにより、表面形状を良好に保ちつつ過大な熱量の投入による機械特性の低下を抑制できるので、有利である。回転ツールの回転数は、より好ましくは４００ｒ／ｍｉｎ以上である。また、回転ツールの回転数は、より好ましくは８０００ｒ／ｍｉｎ以下である。
接合速度は、好ましくは８００～５０００ｍｍ／ｍｉｎ（ｍｍ／分）である。接合速度は、より好ましくは１０００ｍｍ／ｍｉｎ以上である。接合速度は、より好ましくは４０００ｍｍ／ｍｉｎ以下である。
回転ツールの先端部の位置や押込み荷重、回転トルク、プローブ間の隙間などは、常法に従い、適宜、設定すればよい。
なお、図１に示すように、両面摩擦撹拌接合では、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て逆方向とする。また、表面側回転ツールの回転数と裏面側回転ツールの回転数は、同じとすることが好ましい。これにより、表面側回転ツールと裏面側回転ツールから被接合材に加わる回転トルクを打ち消し合うことができる。その結果、一方の面から未接合部を押圧して接合する片面摩擦撹拌接合法と比較して、被接合材を拘束する治具の構造を簡略化することが可能となる。
また、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て同方向とすると、一方の回転ツールに対する他方の回転ツールの相対速度はゼロに近づく。その結果、被接合材の塑性流動が均質状態に近づき塑性変形も小さくなる。そのため、材料の塑性変形による発熱も得られなくなるので、良好な接合状態を達成することが難しくなる。よって、良好な接合状態を達成するのに十分な温度上昇とせん断応力を被接合材の板厚方向に対して均質的に得る観点から、表面側回転ツールの回転方向と裏面側回転ツールの回転方向とを、被接合材の表面側（または裏面側）から見て逆方向とすることが有効である。
また、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法で使用する回転ツールについても、上掲式（１）の関係を満足するものであれば、特に限定されず、常法に従えばよい。
例えば、回転ツールの先端部は、接合時に被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯と接触する。そのため、回転ツールの先端部は、接合時に晒される高温状態において、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成される。これにより、接合時に回転ツールは、先端部の形状を保持したまま、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯に変形を加えることができる。その結果、高い撹拌能を持続的に実現することができ、適正な接合が可能となる。なお、回転ツールの先端部、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の硬さは、高温ビッカース硬さ試験方法により測定して、比較すればよい。なお、回転ツールの先端部のみを、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成してもよい。また、回転ツール全体を、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成してもよい。
例えば、回転ツールの先端部は、接合時に被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯と接触する。そのため、回転ツールの先端部は、接合時に晒される高温状態において、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成される。これにより、接合時に回転ツールは、先端部の形状を保持したまま、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯に変形を加えることができる。その結果、高い撹拌能を持続的に実現することができ、適正な接合が可能となる。なお、回転ツールの先端部、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の硬さは、高温ビッカース硬さ試験方法により測定して、比較すればよい。なお、回転ツールの先端部のみを、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成してもよい。また、回転ツール全体を、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯よりも硬い材質で形成してもよい。
図２（図２Ａおよび図２Ｂ）に、プローブありの回転ツールの例をそれぞれ示す。なお、図２示すように、プローブありの回転ツールは、回転ツールの先端部が、肩部（図中の肩径で示される範囲）と、該肩部に配置され、該肩部と回転軸を共有するプローブ（図中のピン径で示される範囲）と、をそなえる。
図２Ａに示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、肩径Ｄ：１３ｍｍ、ピン径：４ｍｍ、ピン長さ：０．６ｍｍ、凹面深さ（図示せず）：０．３ｍｍである。
図２Ｂに示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、肩径Ｄ：２１ｍｍ、ピン径：６．７ｍｍ、ピン長さ：０．９ｍｍ、凹面深さ（図示せず）：０．３ｍｍである。
図２Ａに示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、肩径Ｄ：１３ｍｍ、ピン径：４ｍｍ、ピン長さ：０．６ｍｍ、凹面深さ（図示せず）：０．３ｍｍである。
図２Ｂに示す回転ツールの例では、回転ツールの形状は、肩径Ｄ：２１ｍｍ、ピン径：６．７ｍｍ、ピン長さ：０．９ｍｍ、凹面深さ（図示せず）：０．３ｍｍである。
プローブありの回転ツールにおいて、肩部は、略平面または緩やかな曲面により形成された平坦な形状を呈する。肩部は、接合時に回転しながら、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯と接触し、摩擦熱を発生させる機能を有する。また、肩部は、熱により軟化した部位を押圧することで材料の離散を防止し、回転方向への塑性流動を促進させる機能を有する。
プローブは、肩部と不連続な形状となり、被接合材（図示せず）へ向けて略垂直に突出した形状を呈する。プローブは、接合時に、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の軟化部において板厚中心方向へ侵入することにより、板厚中心部近傍の撹拌能を向上させる機能を有する。また、プローブは、通常、肩部の中心に位置する。
肩径Ｄ（ｍｍ）については、上述したように、上掲式（１）の関係を満足させる。また、回転ツールのピン径およびピン長さなどは特に限定されず、常法に従い、適宜設定すればよい。例えば、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が異なる場合に突合せ接合する際には、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚の平均値を考慮し、常法に従った回転ツールのピン径およびピン長さなどを設定すればよい。また、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯を重ね接合する際には、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚の合計値を考慮し、常法に従った回転ツールのピン径およびピン長さなどを設定すればよい。
また、上述したように、プローブは、接合時に、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の軟化部において板厚中心方向へ侵入することにより、板厚中心部近傍での撹拌能を向上させる機能を有する。しかし、プローブには、肩部よりも大きい応力がかかる。この点、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法では、接合方式としていわゆる両面摩擦攪拌接合を適用し、上掲式（１）および（２）の関係を同時に満足させることにより、撹拌能がより高まる。そのため、プローブなしの回転ツールを使用することが可能である。プローブなしの回転ツールは、プローブありの回転ツールと比較して、耐久性に優れる。従って、回転ツールの耐久性や寿命延長、ひいては（回転ツールの磨耗や破損による）接合不良率の低減という点から、プローブなしの回転ツールを使用することが好ましい。
図３～５に、プローブなしの回転ツールの例をそれぞれ示す。図３は、先端面が平面である、プローブなしの回転ツール（以下、先端平面回転ツールともいう）の例である。図４は、先端面が凸型の曲面である、プローブなしの回転ツール（以下、先端凸型回転ツールともいう）の例である。図５は、先端面が凹型の曲面である、プローブなしの回転ツール（以下、先端凹型回転ツールともいう）の例である。
図３～図５に示すように、プローブなしの回転ツールの先端部は、肩部のみから構成される。すなわち、プローブなしの回転ツールの先端部は、肩部と不連続な形状となり、被接合材へ向けて略垂直に突出した部位（プローブ）を有さない。回転ツールの先端面は、例えば、図３のような平面、図４のような凸型の曲面、図５のような凹型の曲面とすることが好適である。また、ツール回転軸に垂直な面における先端部の形状（回転ツールの先端面を、回転軸に平行な方向へ投影したときの投影領域）は、円形となる。
図３のような先端平面回転ツールでは、例えば、被接合材と接触する先端面が、ツールの回転軸と垂直な一の平面からなる。
図４のような先端凸型回転ツールでは、例えば、被接合材と接触する先端面が、プローブを有さない連続的な形状となり、略一様な傾斜面となる。より具体的には、先端面が、外周から中心に向かって突出する一つの曲面（放物面、長球面または球面）を構成する。また、図４のように、先端面の断面（回転軸を含み、かつ、回転軸に平行な断面）形状が略一様な曲率半径の曲線となる。加えて、曲面高さｄｖ（ｍｍ）と肩径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１０）の関係を満足させることが好ましい。
ｄｖ／Ｄ ≦ ０．０６ ・・・（１０）
すなわち、ｄｖ／Ｄを０．０６以下とすることにより、回転ツールの先端部が被接合材と接触する際に、流動部により有効に圧力を加えることができ、より有効に塑性流動を生じさせることができる。一方、ｄｖ／Ｄが０．０６を超えると、接合部の表面および裏面が過度な凹状となり、接合部の厚さが鋼帯の厚さに対して小さくなる場合がある。このような場合、継手強度の確保が困難となるので、好ましくない。なお、ｄｖ／Ｄの下限は特に限定されるものではないが、流動部により有効に圧力を加える観点から、ｄｖ／Ｄは０．０１以上が好ましい。
ｄｖ／Ｄ ≦ ０．０６ ・・・（１０）
すなわち、ｄｖ／Ｄを０．０６以下とすることにより、回転ツールの先端部が被接合材と接触する際に、流動部により有効に圧力を加えることができ、より有効に塑性流動を生じさせることができる。一方、ｄｖ／Ｄが０．０６を超えると、接合部の表面および裏面が過度な凹状となり、接合部の厚さが鋼帯の厚さに対して小さくなる場合がある。このような場合、継手強度の確保が困難となるので、好ましくない。なお、ｄｖ／Ｄの下限は特に限定されるものではないが、流動部により有効に圧力を加える観点から、ｄｖ／Ｄは０．０１以上が好ましい。
図５のような先端凹型回転ツールでは、被接合材と接触する先端面が、プローブを有さない連続的な形状となり、略一様な傾斜面となる。より具体的には、先端面が、外周から中心に向かって窪む一つの曲面（放物面、長球面または球面）を構成する。また、図５のように、先端面の断面（回転軸を含み、かつ、回転軸に平行な断面）形状が略一様な曲率半径の曲線となる。加えて、曲面深さｄｃ（ｍｍ）と肩径Ｄ（ｍｍ）について、次式（１１）の関係を満足させることが好ましい。
ｄｃ／Ｄ ≦ ０．０３ ・・・（１１）
すなわち、ｄｃ／Ｄを０．０３以下とすることにより、接合中に、軟化した金属が先端部の凹型の曲面内に充満する。これにより、回転ツールの先端部が被接合材と接触する際に、流動部により有効に圧力を加えることができ、より有効に塑性流動を生じさせることができる。一方、ｄｃ／Ｄが０．０３を超えると、流動部に有効に圧力を加えて十分な塑性流動を生じさせることが困難となる場合があり、好ましくない。なお、ｄｃ／Ｄの下限は特に限定されるものではないが、流動部により有効に圧力を加える観点から、ｄｖ／Ｄは０．０１以上が好ましい。
ｄｃ／Ｄ ≦ ０．０３ ・・・（１１）
すなわち、ｄｃ／Ｄを０．０３以下とすることにより、接合中に、軟化した金属が先端部の凹型の曲面内に充満する。これにより、回転ツールの先端部が被接合材と接触する際に、流動部により有効に圧力を加えることができ、より有効に塑性流動を生じさせることができる。一方、ｄｃ／Ｄが０．０３を超えると、流動部に有効に圧力を加えて十分な塑性流動を生じさせることが困難となる場合があり、好ましくない。なお、ｄｃ／Ｄの下限は特に限定されるものではないが、流動部により有効に圧力を加える観点から、ｄｖ／Ｄは０．０１以上が好ましい。
また、材料流動をより促進する観点から、回転ツールの先端面は回転反対方向の渦状（螺旋状）の段差部を有することが好ましい。渦状の段差部は、例えば、回転ツールの先端面の中心、または、図６～８に示すように回転ツールの先端面の中心円（回転ツールの先端面の中心を中心とする、任意の直径の円）の周縁を起点として、回転ツールの先端面の外周縁まで伸びる放射状の曲線（渦）により画定される。なお、図６～８では、いずれも渦の数が４本である。
段差部を画定する渦の数は、１つ以上であればよい。ただし、段差部を画定する渦の数が６つを超えると、材料流動を促進する効果が乏しくなるだけでなく、形状の複雑化により破損しやすくなるおそれがある。そのため、段差部を画定する渦の数は６つ以下とすることが好ましい。なお、図９～１３はそれぞれ、段差部を画定する渦の数が２つ～６つの場合の例を示すものである。
また、材料流動を向上させつつ、回転ツールの先端部の破損を防ぐという観点から、段差部を画定する渦の数は、肩径に応じて調節することが好ましい。例えば、肩径が大きいほど段差部を画定する渦の数を多くし、肩径が小さいほど段差部を画定する渦の数を少なくすることが好ましい。具体的には、肩径が６ｍｍ未満の場合、段差部を画定する渦の数を２本以下とすることが好ましい。一方、肩径が６ｍｍ以上の場合、段差部を画定する渦の数を３～６本とすることが好ましい。
段差部を画定する渦が２つで、渦を等間隔に配置する場合、図９に示すように、点Ａ、および点Ｂをそれぞれ起点として、線分Ａ―Ｂを半径とする半円をそれぞれ描く。ついで、線分Ａ―Ｂの２倍の長さの半径の半円をそれぞれ描く。ついで、線分Ａ―Ｂの３倍の長さの径の半円をそれぞれ描く。これを繰り返すことで等間隔の渦を２つ描くことができる。
段差部を画定する渦の数ｎが３つ～６つで、渦を等間隔に配置する場合、図１０～１３に示すように、正ｎ角形を描き、ｎ角形の各頂点を中心として、正ｎ角形の辺の長さに等しい半径の弧を辺の延長線と交わる点まで描く。ついで、先ほどの頂点の隣の頂点を中心として、正ｎ角形の辺の長さの２倍の半径の弧を次の辺の延長線と交わる点まで描く。ついで、先ほどの頂点の隣の頂点を中心として、正ｎ角形の辺の長さの３倍の半径の弧を次の辺の延長線と交わる点まで描く。これを繰り返すことで、等間隔の渦をｎ本描くことができる。
なお、図９～１３の場合には、渦の数を１本としてもよい。また、図９、１１および１３の場合には、渦の数を２本とし、渦を等間隔に形成してもよい。図１０および１３の場合には、渦の数を３本とし、渦を等間隔に形成してもよい。
加えて、１本あたりの渦の長さは、先端面の周長の０．５周分以上２周分以下とすることが好ましい。渦の長さについても、肩径に応じて調節することが好ましい。例えば、肩径が大きいほど渦の長さを長くし、肩径が小さいほど渦の長さを短くすることが好ましい。
先端凸型回転ツールの一例において、段差部は、図１４に示すように、渦間の領域ごとに高さ位置を階段状に変化させる、例えば、先端面の中心から外周に向かって徐々に低くする（先端凹型回転ツールの場合は、先端面の中心から外周に向かって徐々に高くする）によって、構成される。以下、このような段差部の形態を、階段状ともいう。段差部の段数は、１段以上であればよい。また、回転軸を含み、かつ、回転軸に平行な断面（図１４の断面）において、各段差部は、例えば、略水平となるようにすればよい。
先端凸型回転ツールの別の一例において、段差部は、図１５に示すように、渦の位置に先端面よりも窪んだ領域（以下、溝部ともいう）を設けることにより、形成される。これにより、先端面の中心から外周に向かって徐々に低くなる（先端凹型回転ツールの場合は、先端面の中心から外周に向かって徐々に高くなる）段差部が形成される。以下、このような段差部の形態を、溝状ともいう。また、溝部の断面形状としては、Ｕ字形状やＶ字形状、レ字形状などを例示できる。段差部の段数は、１段以上であればよい。
先端平面回転ツールの一例において、段差部は、図１６に示すように、渦の位置に溝部を設けることにより、構成される。溝部の形状としては、Ｕ字形状やＶ字形状、レ字形状などを例示できる。段差部の段数は、１段以上であればよい。
上記のような段差部を設けることによって、回転ツールによる被接合材の押圧および撹拌時に、回転ツールの外側から内側へ向かって摩擦熱により軟化した金属材料を流動させる。これにより、回転ツールによる押圧部の外側へ金属材料が流出することを抑制できる。その結果、押圧部の塑性流動が促進される。また、接合部の厚さが母材に対して減少することを防止し、かつ、バリの無い美麗な接合部表面を形成することができる。
なお、回転ツールの先端部とは反対側の根元部分は、従来、一般的に使用される両面摩擦撹拌接合装置に取り付けられることができればよく、当該根元部分の形状は特に制限されるものではない。
［２］電磁鋼帯の接合継手
次に、電磁鋼帯の接合継手を、図１７を用いて説明する。図中、符号１が第１の電磁鋼帯（被接合材）、２が第２の電磁鋼帯（被接合材）、４が接合部、４－１が熱加工影響部（第１の電磁鋼帯側）、４－２が熱加工影響部（第２の電磁鋼帯側）である。なお、図１７は、電磁鋼帯の接合継手の板厚方向の断面図である。図中、鉛直方向が板厚方向である。水平方向が、接合垂直方向である。紙面手前側の方向が、接合方向である。すなわち、図１７に示す面（ここでいう板厚方向の断面）内には、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる。
次に、電磁鋼帯の接合継手を、図１７を用いて説明する。図中、符号１が第１の電磁鋼帯（被接合材）、２が第２の電磁鋼帯（被接合材）、４が接合部、４－１が熱加工影響部（第１の電磁鋼帯側）、４－２が熱加工影響部（第２の電磁鋼帯側）である。なお、図１７は、電磁鋼帯の接合継手の板厚方向の断面図である。図中、鉛直方向が板厚方向である。水平方向が、接合垂直方向である。紙面手前側の方向が、接合方向である。すなわち、図１７に示す面（ここでいう板厚方向の断面）内には、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる。
上記の電磁鋼帯の接合継手は、
第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合する、電磁鋼帯の接合継手であって、
該電磁鋼帯の接合継手は、接合部と、該接合部に隣接する熱加工影響部とをそなえ、
該接合部および該熱加工影響部の鋼組織はそれぞれ、フェライト相主体の組織であり、
次式（３）～（６）の関係を満足する、というものである。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
また、上記の電磁鋼帯の接合継手は、例えば、上述した本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により得る（製造する）ことができる。
第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合する、電磁鋼帯の接合継手であって、
該電磁鋼帯の接合継手は、接合部と、該接合部に隣接する熱加工影響部とをそなえ、
該接合部および該熱加工影響部の鋼組織はそれぞれ、フェライト相主体の組織であり、
次式（３）～（６）の関係を満足する、というものである。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
また、上記の電磁鋼帯の接合継手は、例えば、上述した本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により得る（製造する）ことができる。
［被接合材（第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯）］
第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯は、被接合材である電磁鋼帯である。第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の成分組成は、冷間圧延段階の電磁鋼帯（電磁鋼板）として一般的なものであれば特に限定されない。
第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯は、被接合材である電磁鋼帯である。第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の成分組成は、冷間圧延段階の電磁鋼帯（電磁鋼板）として一般的なものであれば特に限定されない。
このような電磁鋼帯の成分組成としては、Ｓｉを２．０～５．０質量％の範囲で含有する成分組成を例示できる。また、Ｃ：０．００５質量％以下、Ｓｉ：２．０～５．０質量％、Ａｌ：３．０質量％以下、Ｍｎ：２．００質量％以下、Ｐ：０．２質量％以下、Ｓ：０．０１質量％以下、および、Ｎ：０．０１質量％以下であり、残部がＦｅおよび不可避的不純物である成分組成を例示できる。なお、上記の成分組成には、質量％で、任意に、Ｓｎ：０．２％以下、Ｓｂ：０．２％以下、Ｃａ：０．０１％以下、ＲＥＭ：０．０５％以下、および、Ｍｇ：０．０１％以下からなる群から選ばれる少なくとも１種を含有させることができる。さらに、上記の成分組成には、質量％で、任意に、Ｃｒ：１％以下、Ｎｉ：１％以下、および、Ｃｕ：１％以下からなる群から選ばれる少なくとも１種を含有させることができる。
また、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の成分組成は、同じであっても、異なっていてもよい。
また、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の成分組成は、同じであっても、異なっていてもよい。
第１の電磁鋼帯の板厚ｔ１および第２の電磁鋼帯の板厚ｔ２は特に限定されるものではないが、ｔ１およびｔ２はそれぞれ、１．２～３．２ｍｍが好適である。なお、ｔ１およびｔ２は、同じであっても、異なっていてもよい。
また、被接合材である第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯において、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けていない領域を、母材部という。
また、母材部、ならびに、後述する接合部および熱加工影響部は、以下のようにして画定する。
すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。ついで、切断面を研磨し、ピクリン酸飽和水溶液、ナイタール（硝酸とエタノールの溶液）または王水（濃塩酸と濃硝酸を３：１の体積比で混合した溶液）でエッチングする。ついで、当該切断面を光学顕微鏡で観察しエッチングの度合いなどから、母材部、ならびに、接合部および熱加工影響部を画定する。
すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。ついで、切断面を研磨し、ピクリン酸飽和水溶液、ナイタール（硝酸とエタノールの溶液）または王水（濃塩酸と濃硝酸を３：１の体積比で混合した溶液）でエッチングする。ついで、当該切断面を光学顕微鏡で観察しエッチングの度合いなどから、母材部、ならびに、接合部および熱加工影響部を画定する。
［接合部］
接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域である。
接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域である。
接合部は、フェライト相主体の鋼組織、具体的には、面積率で９５％以上のフェライト相により構成される。フェライト相の面積率は１００％であってもよい。また、フェライト相以外の残部組織の面積率は５％以下である。フェライト相以外の残部組織としては、例えば、マルテンサイト、硫化物、窒化物や炭化物などの第二相等を例示できる。残部組織の面積率は０％であってもよい。
なお、フェライト相の面積率は、以下のようにして測定する。
すなわち、後述する接合部の測定領域が観察面に含まれるように、電磁鋼帯の接合継手から試験片を切り出す。なお、観察面は、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）とする。ついで、試験片の観察面を研磨後、３ｖｏｌ．％ナイタール、ピクリン酸飽和水溶液または王水でエッチングし、組織を現出させる。ついで、後述する接合部の測定領域内において、合計１０視野を、光学顕微鏡により、倍率：５００倍で撮影する。ついで、得られた組織画像から、Ａｄｏｂｅ Ｓｙｓｔｅｍｓ社のＡｄｏｂｅ Ｐｈｏｔｏｓｈｏｐを用いて、フェライト相の面積を１０視野分算出する。ついで、視野ごとに算出したフェライト相の面積をそれぞれの視野領域の面積で除し、１００を乗じる。そして、それらの値の算術平均値を、フェライト相の面積率とする。
すなわち、後述する接合部の測定領域が観察面に含まれるように、電磁鋼帯の接合継手から試験片を切り出す。なお、観察面は、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）とする。ついで、試験片の観察面を研磨後、３ｖｏｌ．％ナイタール、ピクリン酸飽和水溶液または王水でエッチングし、組織を現出させる。ついで、後述する接合部の測定領域内において、合計１０視野を、光学顕微鏡により、倍率：５００倍で撮影する。ついで、得られた組織画像から、Ａｄｏｂｅ Ｓｙｓｔｅｍｓ社のＡｄｏｂｅ Ｐｈｏｔｏｓｈｏｐを用いて、フェライト相の面積を１０視野分算出する。ついで、視野ごとに算出したフェライト相の面積をそれぞれの視野領域の面積で除し、１００を乗じる。そして、それらの値の算術平均値を、フェライト相の面積率とする。
また、接合部の鋼組織を微細化する、具体的には、接合部の鋼組織を構成するフェライト結晶粒の粒径（以下、フェライト粒径ともいう）を小さくして次式（３）の関係を満足させることが重要である。これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
である。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
である。
ここで、Ｄｓｚは、ＪＩＳ Ｇ ０５５１に準拠して測定する。具体的には、以下のようにして測定する。
すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。当該切断面において、接合垂直方向をＸ軸、板厚方向をＹ軸とする。そして、接合垂直方向における接合部の中心位置（例えば、突合せ継手の場合には、突合せギャップの中心位置であり、重ね継手の場合には、重ね合せ部の中心位置である）で、かつ、板厚（鉛直）方向における被接合材の板厚中心位置（例えば、突合せ継手の場合には、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、板厚が小さい方の板厚中心位置であり、重ね継手の場合には、重ね合せ部の板厚中心位置である）を、Ｘ軸とＹ軸の原点とする。そして、Ｘ＝－０．２×ｔ～＋０．２×ｔ、Ｙ＝－０．２×ｔ～＋０．２×ｔの領域を測定領域とする。ここで、ｔは、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）である。ただし、上記の測定領域に、熱加工影響部や母材部といった接合部ではない領域が含まれる場合には、当該領域を測定領域から除くものとする。なお、Ｘ軸およびＹ軸については、＋および－を任意に設定すればよい。
そして、上記の測定領域内の任意の位置において、ＪＩＳ Ｇ ０５５１「鋼－結晶粒度の顕微鏡試験方法」に準拠した切断法（試験線１ｍｍ当たりの捕捉した結晶粒数、または、交点の数Ｐによって評価する）により、接合部のフェライト粒径を計５回測定し、これらの平均値をＤｓｚとする。なお、接合部のフェライト粒径の測定領域を、以下、単に、接合部の測定領域ともいう。
すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。当該切断面において、接合垂直方向をＸ軸、板厚方向をＹ軸とする。そして、接合垂直方向における接合部の中心位置（例えば、突合せ継手の場合には、突合せギャップの中心位置であり、重ね継手の場合には、重ね合せ部の中心位置である）で、かつ、板厚（鉛直）方向における被接合材の板厚中心位置（例えば、突合せ継手の場合には、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、板厚が小さい方の板厚中心位置であり、重ね継手の場合には、重ね合せ部の板厚中心位置である）を、Ｘ軸とＹ軸の原点とする。そして、Ｘ＝－０．２×ｔ～＋０．２×ｔ、Ｙ＝－０．２×ｔ～＋０．２×ｔの領域を測定領域とする。ここで、ｔは、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）である。ただし、上記の測定領域に、熱加工影響部や母材部といった接合部ではない領域が含まれる場合には、当該領域を測定領域から除くものとする。なお、Ｘ軸およびＹ軸については、＋および－を任意に設定すればよい。
そして、上記の測定領域内の任意の位置において、ＪＩＳ Ｇ ０５５１「鋼－結晶粒度の顕微鏡試験方法」に準拠した切断法（試験線１ｍｍ当たりの捕捉した結晶粒数、または、交点の数Ｐによって評価する）により、接合部のフェライト粒径を計５回測定し、これらの平均値をＤｓｚとする。なお、接合部のフェライト粒径の測定領域を、以下、単に、接合部の測定領域ともいう。
また、接合部と母材部の硬度差を低減する、具体的には、次式（６）の関係を満足させることが重要である。これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性が高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生が有効に抑止される。
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。
ここで、Ｈｓｚ、Ｈｂｍ１およびＨｂｍ２は、ＪＩＳ Ｚ ２２４４に準拠して測定する。具体的には、それぞれ以下のようにして測定する。
すなわち、上記の切断面における上記の接合部の測定領域内の任意の５か所で、試験力：４．９Ｎの条件でビッカース硬さ（ＨＶ）を測定する。そして、これらの平均値をＨｓｚとする。
また、上記の切断面において、第１の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ１の領域（板厚（鉛直）方向）のレベル）内、および、第２の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ２の領域（板厚（鉛直）方向）のレベル）内の任意の５か所でそれぞれ、試験力：４．９Ｎの条件でビッカース硬さ（ＨＶ）を測定する。なお、接合垂直（水平）方向の位置については、母材部であればよく、任意に選択すればよい。そして、第１の電磁鋼帯の母材部および第２の電磁鋼帯の母材部で測定したビッカース硬さ（ＨＶ）の平均値をそれぞれ、Ｈｂｍ１およびＨｂｍ２とする。ここで、ｔ１およびｔ２はそれぞれ、第１および第２の電磁鋼帯の板厚である。
すなわち、上記の切断面における上記の接合部の測定領域内の任意の５か所で、試験力：４．９Ｎの条件でビッカース硬さ（ＨＶ）を測定する。そして、これらの平均値をＨｓｚとする。
また、上記の切断面において、第１の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ１の領域（板厚（鉛直）方向）のレベル）内、および、第２の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ２の領域（板厚（鉛直）方向）のレベル）内の任意の５か所でそれぞれ、試験力：４．９Ｎの条件でビッカース硬さ（ＨＶ）を測定する。なお、接合垂直（水平）方向の位置については、母材部であればよく、任意に選択すればよい。そして、第１の電磁鋼帯の母材部および第２の電磁鋼帯の母材部で測定したビッカース硬さ（ＨＶ）の平均値をそれぞれ、Ｈｂｍ１およびＨｂｍ２とする。ここで、ｔ１およびｔ２はそれぞれ、第１および第２の電磁鋼帯の板厚である。
また、接合部の厚さは特に限定されるものではないが、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の厚さとの関係を適切に制御する、具体的には、次式（７）および（８）の関係を満足させることが好ましい。これにより、被接合材として電磁鋼帯を用いる場合であっても、コイル接合部の形状の劣化を招くことなくコイル接合部の機械的特性がより高まり、製造ラインでのコイル接合部の破断発生を一層有効に抑止することができる。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。
なお、ＴｓｚＬおよびＴｓｚＨは、例えば、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断し、当該切断面において、ノギスなどを用いて測定すればよい。
［熱加工影響部］
熱加工影響部は、接合部に隣接し、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの温度や加工が不十分で再結晶組織に至らない領域である。また、熱加工影響部は、接合部に隣接して、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の両側に形成される。
熱加工影響部は、接合部に隣接し、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの温度や加工が不十分で再結晶組織に至らない領域である。また、熱加工影響部は、接合部に隣接して、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の両側に形成される。
熱加工影響部は、接合部と同様、フェライト相主体の鋼組織、具体的には、面積率で９５％以上のフェライト相により構成される。フェライト相の面積率は１００％であってもよい。また、フェライト相以外の残部組織の面積率は５％以下である。フェライト相以外の残部組織としては、例えば、マルテンサイト、硫化物、窒化物や炭化物などの第二相等を例示できる。残部組織の面積率は０％であってもよい。フェライト相の面積率は、上述した方法と同様の要領で測定すればよい。
また、熱加工影響部でも、鋼組織を微細化する、具体的には、熱加工影響部のフェライト粒径を母材部のフェライト粒径以下にする、すなわち、次式（４）および（５）の関係を満足させることが重要である。
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
ここで、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
である。
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
ここで、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
である。
ここで、Ｄｈａｚ１、Ｄｈａｚ２、Ｄｂｍ１およびＤｂｍ２は、ＪＩＳ Ｇ ０５５１に準拠して、接合部のフェライト粒径の平均値であるＤｓｚと同じ要領で測定する。
また、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の測定領域（以下、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部の測定領域ともいう）は、以下のように設定する。すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。上記の切断面において、接合垂直方向をＸ軸、板厚方向をＹ軸とする。そして、第１の電磁鋼帯の板厚中心位置（レベル）における接合部と第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部との境界位置を、Ｘ軸とＹ軸の原点とする。Ｘ軸については、第１の電磁鋼帯側を＋、接合部側を－とし、Ｘ＝０～＋０．４×ｔ１、Ｙ＝－０．２×ｔ１～＋０．２×ｔ１の領域を測定領域する。ここで、ｔ１は、第１の電磁鋼帯の板厚である。なお、Ｙ軸については、＋および－を任意に設定すればよい。ただし、上記の測定領域に、接合部や母材部といった第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部ではない領域が含まれる場合には、当該領域を測定領域から除くものとする。
上述のとおり、接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域をいう。熱加工影響部は、接合部に隣接する領域であり、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの、温度や加工が不十分で再結晶に至らない組織となる領域をいう。母材は、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けない領域をいう。
また、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の測定領域（以下、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部の測定領域ともいう）は、以下のように設定する。すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。上記の切断面において、接合垂直方向をＸ軸、板厚方向をＹ軸とする。そして、第１の電磁鋼帯の板厚中心位置（レベル）における接合部と第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部との境界位置を、Ｘ軸とＹ軸の原点とする。Ｘ軸については、第１の電磁鋼帯側を＋、接合部側を－とし、Ｘ＝０～＋０．４×ｔ１、Ｙ＝－０．２×ｔ１～＋０．２×ｔ１の領域を測定領域する。ここで、ｔ１は、第１の電磁鋼帯の板厚である。なお、Ｙ軸については、＋および－を任意に設定すればよい。ただし、上記の測定領域に、接合部や母材部といった第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部ではない領域が含まれる場合には、当該領域を測定領域から除くものとする。
上述のとおり、接合部は、回転ツールと被接合材との摩擦熱と塑性流動による熱間加工を受け再結晶組織となる領域をいう。熱加工影響部は、接合部に隣接する領域であり、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けるものの、温度や加工が不十分で再結晶に至らない組織となる領域をいう。母材は、摩擦熱と塑性流動による熱間加工の影響を受けない領域をいう。
同様に、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の測定領域（以下、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部の測定領域ともいう）は、以下のように設定する。すなわち、電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断する。上記の切断面において、接合垂直方向をＸ軸、板厚方向をＹ軸とする。そして、第２の電磁鋼帯の板厚中心位置（レベル）における接合部と第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部との境界位置を、Ｘ軸とＹ軸の原点とする。Ｘ軸については、第２の電磁鋼帯側を＋、接合部側を－とし、Ｘ＝０～＋０．４×ｔ２、Ｙ＝－０．２×ｔ２～＋０．２×ｔ２の領域を測定領域する。ここで、ｔ２は、第２の電磁鋼帯の板厚である。なお、Ｙ軸については、＋および－を任意に設定すればよい。ただし、上記の測定領域に、接合部や母材部といった第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部ではない領域が含まれる場合には、当該領域を測定領域から除くものとする。
また、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の測定領域（以下、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯の母材部の測定領域ともいう）はそれぞれ、上記の切断面における第１の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ１の領域（板厚（鉛直）方向のレベル）および第２の電磁鋼帯の母材部の板厚中心位置±０．２×ｔ２の領域（板厚（鉛直）方向のレベル）とすればよい。なお、接合垂直（水平）方向の位置については、母材部であればよく、任意に選択すればよい。ここで、ｔ１およびｔ２はそれぞれ、第１および第２の電磁鋼帯の板厚である。
なお、継手形式としては、突合せ継手や重ね継手を例示できる。
［３］電磁鋼帯の製造方法
次に、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の製造方法を、説明する。
本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の製造方法は、
上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合し、接合鋼帯を得る工程と、
該接合鋼帯に冷間圧延を施し、電磁鋼帯（冷延鋼帯）を得る工程と、をそなえる。
ここで、接合鋼帯は、好適には、第１の電磁鋼帯と、第２の電磁鋼帯と、上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の接合継手とを有し、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯が上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の接合継手を介して接合されている。
また、冷間圧延条件については特に限定されず、常法に従えばよい。また、冷間圧延を行う前に、任意に、酸洗を行ってもよい。
次に、本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の製造方法を、説明する。
本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の製造方法は、
上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合し、接合鋼帯を得る工程と、
該接合鋼帯に冷間圧延を施し、電磁鋼帯（冷延鋼帯）を得る工程と、をそなえる。
ここで、接合鋼帯は、好適には、第１の電磁鋼帯と、第２の電磁鋼帯と、上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の接合継手とを有し、第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯が上記の本発明の一実施形態に従う電磁鋼帯の接合継手を介して接合されている。
また、冷間圧延条件については特に限定されず、常法に従えばよい。また、冷間圧延を行う前に、任意に、酸洗を行ってもよい。
以下、本発明の作用および効果について、実施例を用いて説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。
表１に示す成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する電磁鋼帯を被接合材（第１の電磁鋼帯および第２の電磁鋼帯）とし、表２および３に記載の条件の両面摩擦攪拌接合により、連続冷間圧延ライン上にあることを模擬して第１の電磁鋼帯（先行鋼帯）と第２の電磁鋼帯（後行工程）とを接合し、電磁鋼帯の接合継手を製造した。ここで、開先は被接合材である２枚の電磁鋼帯の端面に開先角度をつけないいわゆるＩ型開先とし、フライス加工程度の表面状態で２枚の電磁鋼帯を突合せ、接合を行った。なお、表１に、電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値、硬さの平均値およびエリクセン値を併記している。ここで、電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値および硬さの平均値は、上述の方法により求めたものである。また、エリクセン値は、ＪＩＳ Ｚ ２２４７で規定するエリクセン試験方法に準拠して測定した値である。なお、明記していない条件については、常法に従い、設定した。
上記の両面摩擦撹拌接合では、図１Ａのように、鉛直方向上側に配置する表面側回転ツールの回転方向を鉛直方向上側から見て時計回りに回転させ、鉛直方向下側に配置する裏面側回転ツールを鉛直方向上側から見て反時計回りに回転させた。すなわち、それぞれの回転ツールの先端部を正面視した状態では、どちらも反時計回りに回転させた。また、図２～８に示した形状の回転ツールのいずれかを用いた。また、表面側回転ツールと裏面側回転ツールは、同じ断面寸法および形状の回転ツールを用いた。なお、これらの回転ツールはいずれも、被接合材よりも硬いビッカース硬さＨＶ１０９０の炭化タングステン（ＷＣ）を素材としたものである。また、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が異なる場合には、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の突合せ部は裏面（裏面側回転ツールを配置する側の面）を段差のない状態とし、表面（表面側回転ツールを配置する側の面）を段差がある状態とした。
かくして得られた電磁鋼帯の接合継手について、上述の要領により、接合部、熱加工影響部および母材部を画定した。
また、上述の要領により、
Ｄｓｚ：接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１：第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２：第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１：第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２：第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚ：接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１：第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２：第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
を測定した。
さらに、得られた電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断し、当該切断面において、ＴｓｚＬ：接合部の厚さの最小値（ｍｍ）およびＴｓｚＨ：接合部の厚さの最大値（ｍｍ）を測定した。
結果を表４および５に示す。なお、後述する表面欠陥および内部欠陥の確認において、欠陥が確認された場合には、上記の測定を省略した。また、表面欠陥が確認された場合には、内部欠陥の確認も省略した。
また、上述の要領により、
Ｄｓｚ：接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１：第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２：第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１：第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２：第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚ：接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１：第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２：第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
を測定した。
さらに、得られた電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が切断面となるように、板厚（鉛直）方向に切断し、当該切断面において、ＴｓｚＬ：接合部の厚さの最小値（ｍｍ）およびＴｓｚＨ：接合部の厚さの最大値（ｍｍ）を測定した。
結果を表４および５に示す。なお、後述する表面欠陥および内部欠陥の確認において、欠陥が確認された場合には、上記の測定を省略した。また、表面欠陥が確認された場合には、内部欠陥の確認も省略した。
また、得られた電磁鋼帯の接合継手について、以下の要領で、（Ｉ）表面欠陥の有無および（ＩＩ）内部欠陥の有無を確認した。結果を表６および７に示す。
（Ｉ）表面欠陥の有無
得られた電磁鋼帯の接合継手の接合部および熱加工影響部（レーザ溶接の場合は、溶接部および熱影響部）の表面および裏面において、未接合状態および割れの有無を目視により確認した。そして、以下の基準により、表面欠陥の有無を判定した。
表面欠陥無し：未接合状態および割れがいずれも確認されない。
表面欠陥有り：未接合状態および割れの少なくとも一方が確認される。
得られた電磁鋼帯の接合継手の接合部および熱加工影響部（レーザ溶接の場合は、溶接部および熱影響部）の表面および裏面において、未接合状態および割れの有無を目視により確認した。そして、以下の基準により、表面欠陥の有無を判定した。
表面欠陥無し：未接合状態および割れがいずれも確認されない。
表面欠陥有り：未接合状態および割れの少なくとも一方が確認される。
（ＩＩ）内部欠陥の有無
得られた電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が観察面となるように、板厚（鉛直）方向に切断して試験片を採取した。なお、接合方向における切断位置は、接合（溶接）開始側の被接合材の端部から２０ｍｍの位置、接合（溶接）終了側の被接合材の端部から２０ｍｍの位置、および、被接合材の両端部の中間となる位置とし、当該切断位置での切断面が観察面となるように、合計３枚の試験片を採取した。ついで、得られた試験片の観察面を、光学顕微鏡（倍率：１０倍）で観察した。そして、以下の基準により、内部欠陥の有無を判定した。
内部欠陥無し：３枚の試験片全てにおいて、接合部に未接合状態および割れがいずれも確認されない。
内部欠陥有り：少なくとも１枚の試験片において、接合部に未接合状態および割れの少なくとも一方が確認される。
得られた電磁鋼帯の接合継手を、図１７に示す面（すなわち、接合垂直方向と板厚方向とが含まれる面）が観察面となるように、板厚（鉛直）方向に切断して試験片を採取した。なお、接合方向における切断位置は、接合（溶接）開始側の被接合材の端部から２０ｍｍの位置、接合（溶接）終了側の被接合材の端部から２０ｍｍの位置、および、被接合材の両端部の中間となる位置とし、当該切断位置での切断面が観察面となるように、合計３枚の試験片を採取した。ついで、得られた試験片の観察面を、光学顕微鏡（倍率：１０倍）で観察した。そして、以下の基準により、内部欠陥の有無を判定した。
内部欠陥無し：３枚の試験片全てにおいて、接合部に未接合状態および割れがいずれも確認されない。
内部欠陥有り：少なくとも１枚の試験片において、接合部に未接合状態および割れの少なくとも一方が確認される。
また、得られた電磁鋼帯の接合継手について、以下の要領で、製造ラインでのコイル接合部の破断発生の抑止効果（以下、破断抑止効果ともいう）を評価した。
すなわち、得られた電磁鋼帯の接合継手から、接合部、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部および母材ならびに第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部および母材が含まれるように、試験片を採取した。ついで、採取した試験片を用い、ＪＩＳ Ｚ ２２４７で規定するエリクセン試験方法に準拠して接合継手のエリクセン値を測定した。そして、母材部のエリクセン値に対する接合継手のエリクセン値の比率（以下、エリクセン値の比率ともいう）により、以下の基準で破断抑止効果を評価した。結果を表６および７に示す。
［エリクセン値の比率（％）］＝［接合継手のエリクセン値］／［母材部のエリクセン値］×１００
〇（合格）：エリクセン値の比率が８０％以上
×（不合格）：エリクセン値の比率が８０％未満
なお、第１の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値と第２の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値が異なる場合、母材部のエリクセン値は、第１の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値と第２の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値のうち小さい方の値とする。
［エリクセン値の比率（％）］＝［接合継手のエリクセン値］／［母材部のエリクセン値］×１００
〇（合格）：エリクセン値の比率が８０％以上
×（不合格）：エリクセン値の比率が８０％未満
なお、第１の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値と第２の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値が異なる場合、母材部のエリクセン値は、第１の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値と第２の電磁鋼帯の母材部のエリクセン値のうち小さい方の値とする。
また、以下の要領で、回転ツールの耐久性の評価を行った。
すなわち、回転ツールの破損や摩耗が生じると、内部欠陥による接合不良が高い確率で発生する。そこで、上記と同じ条件でそれぞれ、接合長０．５ｍの接合を繰り返し行い、得られた接合継手について、上記の「（ＩＩ）内部欠陥の有無」に示した判定方法により、内部欠陥の有無を判定した。
そして、内部欠陥無しと判定される継手の数が全体の９０％以上を維持する最大接合回数（以下、９０％維持最大接合回数ともいう）により、回転ツールの耐久性の評価をした。なお、９０％維持最大接合回数が１５回以上の場合、回転ツールの耐久性（寿命）に優れているといえる。
すなわち、回転ツールの破損や摩耗が生じると、内部欠陥による接合不良が高い確率で発生する。そこで、上記と同じ条件でそれぞれ、接合長０．５ｍの接合を繰り返し行い、得られた接合継手について、上記の「（ＩＩ）内部欠陥の有無」に示した判定方法により、内部欠陥の有無を判定した。
そして、内部欠陥無しと判定される継手の数が全体の９０％以上を維持する最大接合回数（以下、９０％維持最大接合回数ともいう）により、回転ツールの耐久性の評価をした。なお、９０％維持最大接合回数が１５回以上の場合、回転ツールの耐久性（寿命）に優れているといえる。
ここで、９０％維持最大接合回数とは、接合順に得られた接合継手の内部欠陥の有無を確認し、内部欠陥の有無を確認した接合継手の数をＮとしたときに、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しと判定された接合継手の数］÷［内部欠陥の有無を確認した接合継手の数］×１００≧９０ ・・・式（ａ）
を満足する、最大のＮの値である。
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しと判定された接合継手の数］÷［内部欠陥の有無を確認した接合継手の数］×１００≧９０ ・・・式（ａ）
を満足する、最大のＮの値である。
例えば、１～４回目の接合で得られた接合継手では内部欠陥無しと判定され、５回目の接合で得られた接合継手で内部欠陥有りと判定された場合、
Ｎ＝４では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝４÷４×１００＝１００≧９０
となり、
Ｎ＝５では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝４÷５×１００＝８０＜９０
となる。
すなわち、この場合では、Ｎ＝４までは式（ａ）を満足し、Ｎ＝５の際にはじめて式（ａ）を満足しなくなるので、９０％維持最大接合回数は４となる。
Ｎ＝４では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝４÷４×１００＝１００≧９０
となり、
Ｎ＝５では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝４÷５×１００＝８０＜９０
となる。
すなわち、この場合では、Ｎ＝４までは式（ａ）を満足し、Ｎ＝５の際にはじめて式（ａ）を満足しなくなるので、９０％維持最大接合回数は４となる。
また、１～１０回目および１２～１９回目の接合で得られた接合継手では内部欠陥無しと判定され、１１回目、２０回目および２１回目の接合で得られた接合継手で内部欠陥有りと判定された場合、
Ｎ＝１１では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１０÷１１×１００≒９０．９≧９０
となり、
Ｎ＝２０では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１８÷２０×１００＝９０≧９０
となり、
Ｎ＝２１では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１８÷２１×１００＝８５．７＜９０
となる。
すなわち、この場合では、Ｎ＝２０までは式（ａ）を満足し、Ｎ＝２１の際にはじめて式（ａ）を満足しなくなるので、９０％維持最大接合回数は２０となる。
Ｎ＝１１では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１０÷１１×１００≒９０．９≧９０
となり、
Ｎ＝２０では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１８÷２０×１００＝９０≧９０
となり、
Ｎ＝２１では、
［内部欠陥の有無を確認した接合継手のうち、内部欠陥無しの接合継手の合計数］÷［内部欠陥を確認した接合継手の数Ｎ］×１００
＝１８÷２１×１００＝８５．７＜９０
となる。
すなわち、この場合では、Ｎ＝２０までは式（ａ）を満足し、Ｎ＝２１の際にはじめて式（ａ）を満足しなくなるので、９０％維持最大接合回数は２０となる。
なお、上記の（Ｉ）表面欠陥の有無または（ＩＩ）内部欠陥の有無で欠陥有りと判定されたものは、９０％維持最大接合回数は０となる。
表６および７より、発明例ではいずれも、接合速度が１０００ｍｍ／分以上の高効率な接合を行いつつ、欠陥がなく、優れた破断抑止効果を有する電磁鋼帯の接合継手が得られた。また、プローブなしの回転ツールを用いた発明例１～１８では、回転ツールの耐久性（寿命）の点でも優れていた。
一方、比較例では、欠陥が発生するか、または、十分な破断抑止効果が得られなかった。
一方、比較例では、欠陥が発生するか、または、十分な破断抑止効果が得られなかった。
１ 第１の電磁鋼帯（被接合材）
２ 第２の電磁鋼帯（被接合材）
３－１ 回転ツール（表面側回転ツール）
３－２ 回転ツール（裏面側回転ツール）
４ 接合部
４－１ 熱加工影響部（第１の電磁鋼帯側）
４－２ 熱加工影響部（第２の電磁鋼帯側）
７ 把持装置
９－１、９－２ 先端部
２ 第２の電磁鋼帯（被接合材）
３－１ 回転ツール（表面側回転ツール）
３－２ 回転ツール（裏面側回転ツール）
４ 接合部
４－１ 熱加工影響部（第１の電磁鋼帯側）
４－２ 熱加工影響部（第２の電磁鋼帯側）
７ 把持装置
９－１、９－２ 先端部
Claims (11)
- 連続冷間圧延ラインにおいて、第１の電磁鋼帯と、該第１の電磁鋼帯に続く第２の電磁鋼帯とを、互いに対向する一対の回転ツールにより接合する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法であって、
前記第１の電磁鋼帯の端部と前記第２の電磁鋼帯の端部との突合せ部、または、重ね合せ部である未接合部に、前記回転ツールを、該未接合部の両面から互いに逆方向に回転させながら押圧し、
ついで、前記回転ツールを接合方向に移動させることにより、前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯とを接合し、
また、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）が、次式（１）の関係を満足し、かつ、
前記回転ツールの回転数ＲＳ（回／分）、前記回転ツールの肩部の直径Ｄ（ｍｍ）および接合速度ＪＳ（ｍｍ／分）により表されるＲＳ×Ｄ3／ＪＳが、次式（２）の関係を満足する、電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
４×ＴＪ ≦ Ｄ ≦ １０×ＴＪ ・・・（１）
２００×ＴＪ ≦ ＲＳ×Ｄ3／ＪＳ ≦ ２０００×ＴＪ ・・・（２）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。 - 前記第１の電磁鋼帯と前記第２の電磁鋼帯の接合により形成される接合部および熱加工影響部の鋼組織がそれぞれ、フェライト相主体の組織となり、かつ、次式（３）～（６）の関係を満足する条件で、接合を行う、請求項１に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
Ｄｓｚ ≦ ２００μｍ ・・・（３）
Ｄｈａｚ１ ≦ Ｄｂｍ１ ・・・（４）
Ｄｈａｚ２ ≦ Ｄｂｍ２ ・・・（５）
０．９×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ≦ Ｈｓｚ ≦ １．２ ×（Ｈｂｍ１＋Ｈｂｍ２）／２ ・・・（６）
ここで、
Ｄｓｚは、接合部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ１は、第１の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｈａｚ２は、第２の電磁鋼帯側の熱加工影響部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｄｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部のフェライト粒径の平均値（μｍ）、
Ｈｓｚは、接合部の硬さの平均値、
Ｈｂｍ１は、第１の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
Ｈｂｍ２は、第２の電磁鋼帯の母材部の硬さの平均値
である。 - 次式（７）および（８）の関係を満足する条件で接合を行う、請求項１または２に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
０．８×ＴｂｍＬ ≦ ＴｓｚＬ ・・・（７）
ＴｓｚＨ ≦ １．３×ＴｂｍＨ ・・・（８）
ここで、
ＴｓｚＬは、接合部の厚さの最小値（ｍｍ）、
ＴｓｚＨは、接合部の厚さの最大値（ｍｍ）、
ＴｂｍＬは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、薄い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
ＴｂｍＨは、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯のうち、厚い方の電磁鋼帯の板厚（ｍｍ）、
である。ただし、第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯の板厚が同じ場合には、ＴｂｍＬ＝ ＴｂｍＨとなる。 - 前記回転ツールの肩部間の隙間Ｇ（ｍｍ）が次式（９）の関係を満足する、請求項１～３のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
０．４×ＴＪ ≦ Ｇ ≦ ０．９×ＴＪ ・・・（９）
ここで、ＴＪは、
未接合部が突合せ部の場合、第１の電磁鋼帯の板厚および第２の電磁鋼帯の板厚の平均値（ｍｍ）であり、
未接合部が重ね合せ部の場合、重ね合せ部の厚さ（ｍｍ）である。 - 前記回転ツールが、プローブなしの回転ツールである、請求項１～４のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
- 前記回転ツールの先端面が、平面、凸型の曲面、または、凹型の曲面である、請求項５に記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
- 前記回転ツールの先端面が、回転反対方向の渦状の段差部を有する、請求項５または６に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
- 前記渦状の段差部が、前記回転ツールの先端面の中心から外周に向かって徐々に低くなる、請求項７に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
- 前記渦状の段差部が、前記回転ツールの先端面の中心から外周に向かって徐々に高くなる、請求項７に記載の電磁鋼帯の両面摩擦撹拌接合方法。
- 前記回転ツールの傾斜角度αが０°である、請求項５～９のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法。
- 請求項１～１０のいずれかに記載の電磁鋼帯の摩擦撹拌接合方法により第１の電磁鋼帯と第２の電磁鋼帯とを接合し、接合鋼帯を得る工程と、
該接合鋼帯に冷間圧延を施し、冷延鋼帯を得る工程と、をそなえる、電磁鋼帯の製造方法。
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