JPH1088301A - 鉄−コバルト合金板の製造方法 - Google Patents
鉄−コバルト合金板の製造方法Info
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- JPH1088301A JPH1088301A JP26769496A JP26769496A JPH1088301A JP H1088301 A JPH1088301 A JP H1088301A JP 26769496 A JP26769496 A JP 26769496A JP 26769496 A JP26769496 A JP 26769496A JP H1088301 A JPH1088301 A JP H1088301A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 省エネルギー、省工程の下に容体化処理を施
して、高靱性のFe−Co系合金板とし、もってその後の連
続冷間圧延を可能ならしめる。 【解決手段】 Fe−Co系合金スラブを、加熱後、圧延終
了温度：750 〜1100℃の条件下に4.0 mm未満の板厚に熱
間圧延し、その後直ちに水量が1.0 m3/min以上のジェッ
ト噴流ゾーンを走行させて急冷する。
して、高靱性のFe−Co系合金板とし、もってその後の連
続冷間圧延を可能ならしめる。 【解決手段】 Fe−Co系合金スラブを、加熱後、圧延終
了温度：750 〜1100℃の条件下に4.0 mm未満の板厚に熱
間圧延し、その後直ちに水量が1.0 m3/min以上のジェッ
ト噴流ゾーンを走行させて急冷する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、鉄−コバルト合
金板の製造方法に関し、特に熱間圧延工程なかでも圧延
終了後の冷却処理に工夫を加えることによって、該合金
板の靱性を高め、もってその後の連続冷間圧延を可能な
らしめようとするものである。
金板の製造方法に関し、特に熱間圧延工程なかでも圧延
終了後の冷却処理に工夫を加えることによって、該合金
板の靱性を高め、もってその後の連続冷間圧延を可能な
らしめようとするものである。
【０００２】
【従来の技術】Coを45.0〜52.0wt％の範囲で含むFe−Co
系合金は、パーメンジュールと呼ばれ、高い透磁率と高
い飽和磁束密度を兼ね備えた軟磁性材料として、受信機
の振動板、モータ、ジェネーター磁心および電磁石の磁
心、さらにはアクチュエーターおよび磁歪振動子等に広
く利用されている。しかしながら、このFe−Co系合金
は、 730〜500 ℃付近でFe−Coの金属間化合物が析出
し、著しく脆化するため、従来、パーメンジュールの冷
間加工材としては、厚さ：５mm程度に熱間圧延した熱延
板を 300 mm 程度の長さに切断した単板を、 800〜1000
℃に再加熱後塩氷水中（−２℃以下）に急冷することに
よって、延性を付与し、もって冷間圧延を可能としてい
た。
系合金は、パーメンジュールと呼ばれ、高い透磁率と高
い飽和磁束密度を兼ね備えた軟磁性材料として、受信機
の振動板、モータ、ジェネーター磁心および電磁石の磁
心、さらにはアクチュエーターおよび磁歪振動子等に広
く利用されている。しかしながら、このFe−Co系合金
は、 730〜500 ℃付近でFe−Coの金属間化合物が析出
し、著しく脆化するため、従来、パーメンジュールの冷
間加工材としては、厚さ：５mm程度に熱間圧延した熱延
板を 300 mm 程度の長さに切断した単板を、 800〜1000
℃に再加熱後塩氷水中（−２℃以下）に急冷することに
よって、延性を付与し、もって冷間圧延を可能としてい
た。
【０００３】しかしながら、上記したような単板のバッ
ジ処理では、生産性が極めて悪いため、その改善が望ま
れていた。上記の要請に応えるものとして、特公平１-2
3547号公報では、熱延コイルを、その長手方向に連続的
に走行させながら溶体化処理および急冷処理を施す連続
溶体化加熱急冷処理を提案している。この方法の開発に
より、Fe−Co系合金の均質容体化処理が実現でき、その
後の連続冷間圧延が可能となった。
ジ処理では、生産性が極めて悪いため、その改善が望ま
れていた。上記の要請に応えるものとして、特公平１-2
3547号公報では、熱延コイルを、その長手方向に連続的
に走行させながら溶体化処理および急冷処理を施す連続
溶体化加熱急冷処理を提案している。この方法の開発に
より、Fe−Co系合金の均質容体化処理が実現でき、その
後の連続冷間圧延が可能となった。
【０００４】しかしながら、上記した特公平１-23547号
公報に開示の製造方法には、以下に述べるような問題を
残していた。 (1) 熱延コイルの巻出し時に割れが生じることから、コ
イル状態で１回目の溶体化処理を施したのち、コイル巻
出しを行い、ついで上記した連続溶体化加熱急冷処理を
施すという、実質的に２回の溶体化処理を必要とするた
め、製造工程および製造コストが増大する。 (2) １回目の溶体化処理の際、冷却水として塩氷水を使
用するため、付帯設備の寿命の低下を招く。 (3) 熱延コイルの厚みの上限が 2.5mmであるため、十分
満足のいく量産性は得難い。 (4) 冷間圧延の初期段階でも張力付与圧延ができるほ
ど、十分な靱性は得られない。
公報に開示の製造方法には、以下に述べるような問題を
残していた。 (1) 熱延コイルの巻出し時に割れが生じることから、コ
イル状態で１回目の溶体化処理を施したのち、コイル巻
出しを行い、ついで上記した連続溶体化加熱急冷処理を
施すという、実質的に２回の溶体化処理を必要とするた
め、製造工程および製造コストが増大する。 (2) １回目の溶体化処理の際、冷却水として塩氷水を使
用するため、付帯設備の寿命の低下を招く。 (3) 熱延コイルの厚みの上限が 2.5mmであるため、十分
満足のいく量産性は得難い。 (4) 冷間圧延の初期段階でも張力付与圧延ができるほ
ど、十分な靱性は得られない。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】この発明は、上記の問
題を有利に解決するもので、冷却水として塩氷水を使用
することなしに、省エネルギー、省工程の下に容体化処
理を施して、張力付与圧延に耐え得る高靱性のFe−Co系
合金板を得ることができる、鉄−コバルト合金板の有利
な製造方法を提案することを目的とする。
題を有利に解決するもので、冷却水として塩氷水を使用
することなしに、省エネルギー、省工程の下に容体化処
理を施して、張力付与圧延に耐え得る高靱性のFe−Co系
合金板を得ることができる、鉄−コバルト合金板の有利
な製造方法を提案することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】さて、発明者らは、上記
の目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、熱間圧延
後、直ちに冷却を開始することが、所期した目的の達成
に極めて有効であることの知見を得た。この発明は、上
記の知見に立脚するものである。
の目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、熱間圧延
後、直ちに冷却を開始することが、所期した目的の達成
に極めて有効であることの知見を得た。この発明は、上
記の知見に立脚するものである。
【０００７】すなわち、この発明は、Co：45.0〜52.0wt
％およびＶ：0.5 〜3.0 wt％を含有するFe−Co系合金ス
ラブを、加熱後、圧延終了温度：750 〜1100℃の条件下
に4.0 mm未満の板厚に熱間圧延し、その後直ちに水量が
1.0 m3/min以上のジェット噴流ゾーンを走行させて急冷
することを特徴とする鉄−コバルト合金板の製造方法
（第１発明）である。
％およびＶ：0.5 〜3.0 wt％を含有するFe−Co系合金ス
ラブを、加熱後、圧延終了温度：750 〜1100℃の条件下
に4.0 mm未満の板厚に熱間圧延し、その後直ちに水量が
1.0 m3/min以上のジェット噴流ゾーンを走行させて急冷
することを特徴とする鉄−コバルト合金板の製造方法
（第１発明）である。
【０００８】また、この発明は、第１発明において、Fe
−Co系合金が、CoおよびＶの他、Cr, Ｗ, Ti, Mo, Taお
よびNbのうちから選んだ少なくとも一種を 2.0wt％以下
の範囲で含有することを特徴とする鉄−コバルト合金板
の製造方法（第２発明）である。
−Co系合金が、CoおよびＶの他、Cr, Ｗ, Ti, Mo, Taお
よびNbのうちから選んだ少なくとも一種を 2.0wt％以下
の範囲で含有することを特徴とする鉄−コバルト合金板
の製造方法（第２発明）である。
【０００９】
【発明の実施の形態】Fe−Co系合金は、熱間圧延は容易
に行なうことができるけれども、前述したように 730〜
500 ℃の温度でFe−Coの金属間化合物が析出し脆化する
ため、冷間加工は極めて困難である。このFe−Coの金属
間化合物の析出速度は、極めて速く、通常の熱間圧延、
溶体化処理程度では金属間化合物の析出を十分に抑え、
靱性を改善することは難しかった。
に行なうことができるけれども、前述したように 730〜
500 ℃の温度でFe−Coの金属間化合物が析出し脆化する
ため、冷間加工は極めて困難である。このFe−Coの金属
間化合物の析出速度は、極めて速く、通常の熱間圧延、
溶体化処理程度では金属間化合物の析出を十分に抑え、
靱性を改善することは難しかった。
【００１０】しかしながら、熱間圧延後、直ちに冷却処
理を施した場合には、かような金属間化合物の析出が十
分に抑制されて、極めて良好な靱性が得られたのであ
る。この理由は、まだ明確に解明されたわけではない
が、発明者らは次のとおりに考えている。すなわち、熱
間圧延後、合金板の組織は、加工集合組織から再結晶集
合組織に速やかに変化するが、熱間圧延の直後でまだ加
工組織が残存している状態で冷却処理を開始すると、従
来のように再結晶が完全に終了してから冷却処理を施し
た場合とは異なり、靱性に有利な組織となるものと考え
られる。
理を施した場合には、かような金属間化合物の析出が十
分に抑制されて、極めて良好な靱性が得られたのであ
る。この理由は、まだ明確に解明されたわけではない
が、発明者らは次のとおりに考えている。すなわち、熱
間圧延後、合金板の組織は、加工集合組織から再結晶集
合組織に速やかに変化するが、熱間圧延の直後でまだ加
工組織が残存している状態で冷却処理を開始すると、従
来のように再結晶が完全に終了してから冷却処理を施し
た場合とは異なり、靱性に有利な組織となるものと考え
られる。
【００１１】以下、この発明においてFe−Co系合金板の
成分組成を前記の範囲に限定した理由について説明す
る。 Co：45.0〜52.0wt％ Coは、本合金の磁気特性上最も重要な元素で、鉄中に含
有させることにより、飽和磁束密度を上げ、また透磁率
を向上させる有用元素であるが、含有量が45.0wt％に満
たないとその効果に乏しく、一方52.0wt％を超えると透
磁率の急激な低下を招くので、45.0〜52.0wt％の範囲に
限定した。
成分組成を前記の範囲に限定した理由について説明す
る。 Co：45.0〜52.0wt％ Coは、本合金の磁気特性上最も重要な元素で、鉄中に含
有させることにより、飽和磁束密度を上げ、また透磁率
を向上させる有用元素であるが、含有量が45.0wt％に満
たないとその効果に乏しく、一方52.0wt％を超えると透
磁率の急激な低下を招くので、45.0〜52.0wt％の範囲に
限定した。
【００１２】Ｖ：0.5 〜3.0 wt％ Ｖは、冷間加工性の改善に有用な元素であるが、0.5 wt
％未満ではその効果に乏しく、一方 3.0wt％を超えると
磁束密度が低下するだけでなく保磁力も上昇するので、
0.5〜3.0 wt％の範囲に限定した。
％未満ではその効果に乏しく、一方 3.0wt％を超えると
磁束密度が低下するだけでなく保磁力も上昇するので、
0.5〜3.0 wt％の範囲に限定した。
【００１３】Cr, Ｗ, Ti, Mo, TaおよびNbのうちから選
んだ少なくとも一種：2.0 wt％以下Cr, Ｗ, Ti, Mo, Ta
およびNbはいずれも、冷間加工性の改善元素として有効
に寄与するが、含有量が 2.0wt％を超えるとむしろ保磁
力を上昇させ、磁気特性を劣化させるので、単独使用ま
たは併用いずれの場合においても 2.0wt％以下で含有さ
せるものとした。
んだ少なくとも一種：2.0 wt％以下Cr, Ｗ, Ti, Mo, Ta
およびNbはいずれも、冷間加工性の改善元素として有効
に寄与するが、含有量が 2.0wt％を超えるとむしろ保磁
力を上昇させ、磁気特性を劣化させるので、単独使用ま
たは併用いずれの場合においても 2.0wt％以下で含有さ
せるものとした。
【００１４】以上、必須成分について説明したが、その
他の基本成分については、次のとおりである。 Ｃ：0.02wt％以下 Ｃは、本合金の磁気特性を悪化させるため、極力低減す
ることが望ましいが、0.02wt％以下であればその悪影響
は少なく、またより一層の低下はコストの上昇を招くの
で、0.02wt％以下に抑制することが好ましい。
他の基本成分については、次のとおりである。 Ｃ：0.02wt％以下 Ｃは、本合金の磁気特性を悪化させるため、極力低減す
ることが望ましいが、0.02wt％以下であればその悪影響
は少なく、またより一層の低下はコストの上昇を招くの
で、0.02wt％以下に抑制することが好ましい。
【００１５】Si：1.0 wt％以下、Mn：1.0 wt％以下 SiおよびMnはそれぞれ、脱酸剤として寄与するが、あま
りに多量に含有されると磁束密度の低下を招くので、1.
0 wt％以下程度とするのが好ましい。
りに多量に含有されると磁束密度の低下を招くので、1.
0 wt％以下程度とするのが好ましい。
【００１６】上記の好適成分組成に調整した合金スラブ
に熱間圧延を施すわけであるが、この熱間圧延および引
き続く冷却処理は、以下の条件下で行うことが肝要であ
る。 (1) 圧延終了温度：750 〜1100℃ 圧延終了温度を 750〜1100℃の範囲に限定したのは、本
合金は 730〜500 ℃間でFe−Coの金属間化合物が析出し
著しく脆化するため、このようなFe−Co金属間化合物が
析出する温度以上から急冷する必要があるからである。
また圧延終了温度の上限を1100℃としたのは、圧延終了
温度を1100℃超とするためには圧延前の加熱温度を1300
℃以上とする必要があり、酸化損失が多くなるだけでな
く加熱コストの上昇を招くからである。
に熱間圧延を施すわけであるが、この熱間圧延および引
き続く冷却処理は、以下の条件下で行うことが肝要であ
る。 (1) 圧延終了温度：750 〜1100℃ 圧延終了温度を 750〜1100℃の範囲に限定したのは、本
合金は 730〜500 ℃間でFe−Coの金属間化合物が析出し
著しく脆化するため、このようなFe−Co金属間化合物が
析出する温度以上から急冷する必要があるからである。
また圧延終了温度の上限を1100℃としたのは、圧延終了
温度を1100℃超とするためには圧延前の加熱温度を1300
℃以上とする必要があり、酸化損失が多くなるだけでな
く加熱コストの上昇を招くからである。
【００１７】(2) 熱延終了後、直ちに冷却を開始する この発明では、この「直ちに」が重要な意味を持つ。と
いうのは、熱間圧延後加工組織が残存する間に冷却処理
を開始することによって組織が改善され、高い靱性が得
られるようになるからである。ここに、熱間圧延後、冷
却開始までの時間は、３秒以内とすることが好ましい。
というのは、３秒を超えると加工組織がほとんど再結晶
してしまい、所望の組織が得られなくなるからである。
いうのは、熱間圧延後加工組織が残存する間に冷却処理
を開始することによって組織が改善され、高い靱性が得
られるようになるからである。ここに、熱間圧延後、冷
却開始までの時間は、３秒以内とすることが好ましい。
というのは、３秒を超えると加工組織がほとんど再結晶
してしまい、所望の組織が得られなくなるからである。
【００１８】図１(a), (b), (c) に、この発明に従い12
00℃に加熱後、 974℃で熱間圧延を終了したのち、0.7
秒後に急冷を開始して得たFe−Co系合金板（厚み：3.2
mm）の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金
属組織写真(100倍) を、また図２(a), (b), (c) には、
同じものの 500倍の金属組織写真を、さらに図３(a),
(b), (c) には、従来法に従い熱延板を1000℃に再加熱
し15 min保持後、−５℃の塩氷水に急冷して得た再加熱
材の金属組織写真(100倍) を、それぞれ示す。図１, ２
に示したとおり、発明例である急冷材には表層部を中心
に加工組織が残存し、また急冷効果のため組織は非常に
細かくなっている（粒度No.9程度）。これに対し、従来
例である再加熱材は、全て再結晶組織となっており、し
かも結晶粒度もNo.4程度に粗くなっている。このよう
に、発明例は、従来例とは全く違う組織になっているこ
とから、靱性ひいては冷間加工性の面で格段の差異が生
じたものと考えられる。
00℃に加熱後、 974℃で熱間圧延を終了したのち、0.7
秒後に急冷を開始して得たFe−Co系合金板（厚み：3.2
mm）の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金
属組織写真(100倍) を、また図２(a), (b), (c) には、
同じものの 500倍の金属組織写真を、さらに図３(a),
(b), (c) には、従来法に従い熱延板を1000℃に再加熱
し15 min保持後、−５℃の塩氷水に急冷して得た再加熱
材の金属組織写真(100倍) を、それぞれ示す。図１, ２
に示したとおり、発明例である急冷材には表層部を中心
に加工組織が残存し、また急冷効果のため組織は非常に
細かくなっている（粒度No.9程度）。これに対し、従来
例である再加熱材は、全て再結晶組織となっており、し
かも結晶粒度もNo.4程度に粗くなっている。このよう
に、発明例は、従来例とは全く違う組織になっているこ
とから、靱性ひいては冷間加工性の面で格段の差異が生
じたものと考えられる。
【００１９】ジェット噴射水量：1.0 m3/min以上 ジェット噴射冷却水の水量も、この発明では極めて重要
で、このジェット噴射水量が1.0 m3/minに満たないと、
通常のクーリングタワー冷却の汎用水では冷却が不十分
で、冷延時に割れが発生する。この点、ジェット噴射水
量が1.0 m3/min以上であれば、クーリングタワー程度
（30℃以下) の冷却水で十分に靱性を付与することがで
き、次工程での張力冷間圧延が可能となる。勿論、特別
に塩氷水使用等の設備を必要とすることはない。
で、このジェット噴射水量が1.0 m3/minに満たないと、
通常のクーリングタワー冷却の汎用水では冷却が不十分
で、冷延時に割れが発生する。この点、ジェット噴射水
量が1.0 m3/min以上であれば、クーリングタワー程度
（30℃以下) の冷却水で十分に靱性を付与することがで
き、次工程での張力冷間圧延が可能となる。勿論、特別
に塩氷水使用等の設備を必要とすることはない。
【００２０】熱間圧延コイルの板厚：4.0 mm以下 この発明では、上記したジェット噴射水量が1.0 m3/min
以上とくに2.0 m3/min以上とすれば、通常のクーリング
タワー冷却程度（30℃以下) で4.0 mm程度の板厚までは
張力冷延が可能な熱延コイルとすることができるので、
熱間圧延コイルの板厚は4.0 mm未満（好ましくは3.5 mm
以下）に限定した。
以上とくに2.0 m3/min以上とすれば、通常のクーリング
タワー冷却程度（30℃以下) で4.0 mm程度の板厚までは
張力冷延が可能な熱延コイルとすることができるので、
熱間圧延コイルの板厚は4.0 mm未満（好ましくは3.5 mm
以下）に限定した。
【００２１】
実施例１ Ｃ：0.008 wt％、Si：0.08wt％、Mn：0.07wt％、Co：4
9.22 wt％およびＶ：1.456 wt％を含有し、残部は実質
的にFeの組成になるFe−Co系合金を、真空誘導溶解炉で
800kg溶解し、分塊−鍛造後、厚み：50mm、幅：200 m
m、長さ：500 mmのスラブとした。このスラブを、Ar中
で1200℃に加熱したのち、図４に示す熱間圧延−ジェッ
ト噴射冷却圧延機にて、1000℃で熱間圧延を終了して圧
延板厚：2.0 〜4.0 mmの熱延板とし、ついで 0.7秒後に
噴射水量：0.5 〜4.0 m3/minの条件で急冷した後、コイ
ラーに巻き取った。なお、図４中、番号１は加熱炉、２
は圧延ロール、３は輻射温度計、４はジェット噴射冷却
ゾーン、５はコイラーである。ついで、塩酸酸洗後、図
５に示す４段張力圧延機にて0.35mm厚まで冷間圧延を行
った。なお、この時の１回の加工率は10〜15％程度とし
た。また、圧延張力は約 300kgとした。図５中、番号６
は４段圧延機、７は巻取りロールである。
9.22 wt％およびＶ：1.456 wt％を含有し、残部は実質
的にFeの組成になるFe−Co系合金を、真空誘導溶解炉で
800kg溶解し、分塊−鍛造後、厚み：50mm、幅：200 m
m、長さ：500 mmのスラブとした。このスラブを、Ar中
で1200℃に加熱したのち、図４に示す熱間圧延−ジェッ
ト噴射冷却圧延機にて、1000℃で熱間圧延を終了して圧
延板厚：2.0 〜4.0 mmの熱延板とし、ついで 0.7秒後に
噴射水量：0.5 〜4.0 m3/minの条件で急冷した後、コイ
ラーに巻き取った。なお、図４中、番号１は加熱炉、２
は圧延ロール、３は輻射温度計、４はジェット噴射冷却
ゾーン、５はコイラーである。ついで、塩酸酸洗後、図
５に示す４段張力圧延機にて0.35mm厚まで冷間圧延を行
った。なお、この時の１回の加工率は10〜15％程度とし
た。また、圧延張力は約 300kgとした。図５中、番号６
は４段圧延機、７は巻取りロールである。
【００２２】冷間圧延時における割れの発生状況につい
て調べた結果を、図６に示す。同図から明らかなよう
に、熱延板厚と冷延可能範囲には相関関係があり、熱延
板の板厚が薄いとジェット噴射水量が低くても靱性の改
善効果が認められる。とはいえ、ジェット噴射冷却水量
が１m3/minを下回ると板厚の如何にかかわらず張力圧延
時に割れが発生する。また、板厚が４mm以上になるとジ
ェット噴射水量を4.0 m3/minにしても冷延時に一部割れ
が発生し、スムーズな冷延はできなかった。
て調べた結果を、図６に示す。同図から明らかなよう
に、熱延板厚と冷延可能範囲には相関関係があり、熱延
板の板厚が薄いとジェット噴射水量が低くても靱性の改
善効果が認められる。とはいえ、ジェット噴射冷却水量
が１m3/minを下回ると板厚の如何にかかわらず張力圧延
時に割れが発生する。また、板厚が４mm以上になるとジ
ェット噴射水量を4.0 m3/minにしても冷延時に一部割れ
が発生し、スムーズな冷延はできなかった。
【００２３】実施例２ 表１に示す成分組成になるFe−Co系合金を、真空誘導溶
解炉で10〜100 kg溶解したのち、分塊−鍛造によりスラ
ブとした。ついで、実施例１と同様にして2.5mm厚まで
熱延した。なお、この時、熱延終了温度は 700〜1100℃
の範囲で種々に変化させた。得られた熱延板の張力冷間
圧延性について調べた結果を、表１に併記する。
解炉で10〜100 kg溶解したのち、分塊−鍛造によりスラ
ブとした。ついで、実施例１と同様にして2.5mm厚まで
熱延した。なお、この時、熱延終了温度は 700〜1100℃
の範囲で種々に変化させた。得られた熱延板の張力冷間
圧延性について調べた結果を、表１に併記する。
【００２４】
【表１】
【００２５】No.1〜４は、熱延終了温度、すなわちジェ
ット噴射急冷直前の温度が冷間圧延性に及ぼす影響を調
査したものである。No.1は、熱延終了温度が 700℃とこ
の発明の下限を下回った例であるが、700℃からの急冷
ではFe−Co金属間化合物が析出するため、冷延では早期
に割れが発生し、その後冷間圧延は全く行えなかった。
No.2〜４は、この発明の適正温度を満足しているので、
張力冷延で板厚：0.35mmまで圧延を行なっても、割れの
発生は皆無であった。No.5, ６は、Ｖの冷間加工性への
影響を調査したものである。No.5は、Ｖがこの発明の下
限に満たない例で、冷間張力圧延で割れが発生し、冷間
圧延は不可能であった。No.6は、Ｖが適正範囲内である
ため、割れの発生なしに、0.35mmまでの張力圧延を行う
ことができた。
ット噴射急冷直前の温度が冷間圧延性に及ぼす影響を調
査したものである。No.1は、熱延終了温度が 700℃とこ
の発明の下限を下回った例であるが、700℃からの急冷
ではFe−Co金属間化合物が析出するため、冷延では早期
に割れが発生し、その後冷間圧延は全く行えなかった。
No.2〜４は、この発明の適正温度を満足しているので、
張力冷延で板厚：0.35mmまで圧延を行なっても、割れの
発生は皆無であった。No.5, ６は、Ｖの冷間加工性への
影響を調査したものである。No.5は、Ｖがこの発明の下
限に満たない例で、冷間張力圧延で割れが発生し、冷間
圧延は不可能であった。No.6は、Ｖが適正範囲内である
ため、割れの発生なしに、0.35mmまでの張力圧延を行う
ことができた。
【００２６】実施例３ 表２に示す成分組成になるFe−Co系合金を、真空誘導溶
解炉で10kg溶解したのち、分塊−鍛造によりスラブとし
た。ついで、表２に示す条件下で熱間圧延ついで冷却処
理を施した。得られた熱延板の張力冷間圧延性について
調べた結果を、表２に併記する。
解炉で10kg溶解したのち、分塊−鍛造によりスラブとし
た。ついで、表２に示す条件下で熱間圧延ついで冷却処
理を施した。得られた熱延板の張力冷間圧延性について
調べた結果を、表２に併記する。
【００２７】
【表２】
【００２８】
【発明の効果】かくして、この発明によれば、別途に溶
体化処理を施す必要なしに、熱間圧延工程とくに圧延終
了後の冷却処理を制御することによって、張力付与冷延
に耐え得る高靱性のFe−Co系合金板を得ることができ、
生産性の面では勿論のこと、省エネルギー、省工程の面
でも偉効を奏する。また、冷却水として塩氷水を使用す
る必要がないので付帯設備の寿命延長も達成でき、さら
に従来よりも板厚を厚くできるので量産性の面でも効果
がある。
体化処理を施す必要なしに、熱間圧延工程とくに圧延終
了後の冷却処理を制御することによって、張力付与冷延
に耐え得る高靱性のFe−Co系合金板を得ることができ、
生産性の面では勿論のこと、省エネルギー、省工程の面
でも偉効を奏する。また、冷却水として塩氷水を使用す
る必要がないので付帯設備の寿命延長も達成でき、さら
に従来よりも板厚を厚くできるので量産性の面でも効果
がある。
【図１】図１(a), (b), (c) はそれぞれ、この発明に従
い得られたFe−Co系合金板の表層部、1/4 厚さ部および
1/2 厚さ部における金属組織写真(100倍) である。
い得られたFe−Co系合金板の表層部、1/4 厚さ部および
1/2 厚さ部における金属組織写真(100倍) である。
【図２】図２(a), (b), (c) はそれぞれ、図１(a),
(b), (c) を拡大した金属組織写真(500倍）である。
(b), (c) を拡大した金属組織写真(500倍）である。
【図３】図３(a), (b), (c) はそれぞれ、従来法に従い
得られたFe−Co系合金板の表層部、1/4 厚さ部および1/
2 厚さ部における金属組織写真(100倍) である。
得られたFe−Co系合金板の表層部、1/4 厚さ部および1/
2 厚さ部における金属組織写真(100倍) である。
【図４】この発明の実施に用いて好適なジェット噴射冷
却ゾーンを有する熱間圧延機の模式図である。
却ゾーンを有する熱間圧延機の模式図である。
【図５】張力冷間圧延機を示した図である。
【図６】張力冷延時における割れの発生状況に及ぼす板
厚とジェット噴射水量との関係を示した図である。
厚とジェット噴射水量との関係を示した図である。
１ 加熱炉 ２ 圧延ロール ３ 輻射温度計 ４ ジェット噴射冷却ゾーン ５ コイラー ６ ４段圧延機 ７ 巻取りロール
【手続補正書】
【提出日】平成８年１１月１９日
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】図面の簡単な説明
【補正方法】変更
【補正内容】
【図面の簡単な説明】
【図１】図１は、この発明に従い得られたFe−Co系合金
板の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金属
組織写真(100倍) である。
板の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金属
組織写真(100倍) である。
【図２】図２は、図１(a), (b), (c) を拡大した金属組
織写真(500倍）である。
織写真(500倍）である。
【図３】図３は、従来法に従い得られたFe−Co系合金板
の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金属組
織写真(100倍) である。
の表層部、1/4 厚さ部および1/2 厚さ部における金属組
織写真(100倍) である。
【図４】この発明の実施に用いて好適なジェット噴射冷
却ゾーンを有する熱間圧延機の模式図である。
却ゾーンを有する熱間圧延機の模式図である。
【図５】張力冷間圧延機を示した図である。
【図６】張力冷延時における割れの発生状況に及ぼす板
厚とジェット噴射水量との関係を示した図である。
厚とジェット噴射水量との関係を示した図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６０４ Ｃ２２Ｆ 1/00 ６０４ ６２３ ６２３ ６３０ ６３０Ｂ ６６０ ６６０Ｄ ６８４ ６８４Ａ ６９２ ６９２Ｚ ６９４ ６９４Ｂ
Claims (2)
- 【請求項１】 Co：45.0〜52.0wt％およびＶ：0.5 〜3.
0 wt％を含有するFe−Co系合金スラブを、加熱後、圧延
終了温度：750 〜1100℃の条件下に4.0 mm未満の板厚に
熱間圧延し、その後直ちに水量が1.0 m3/min以上のジェ
ット噴流ゾーンを走行させて急冷することを特徴とする
鉄−コバルト合金板の製造方法。 - 【請求項２】 請求項１において、Fe−Co系合金が、Co
およびＶの他、Cr,Ｗ, Ti, Mo, TaおよびNbのうちから
選んだ少なくとも一種を 2.0wt％以下の範囲で含有する
ことを特徴とする鉄−コバルト合金板の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26769496A JPH1088301A (ja) | 1996-09-19 | 1996-09-19 | 鉄−コバルト合金板の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26769496A JPH1088301A (ja) | 1996-09-19 | 1996-09-19 | 鉄−コバルト合金板の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1088301A true JPH1088301A (ja) | 1998-04-07 |
Family
ID=17448247
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26769496A Pending JPH1088301A (ja) | 1996-09-19 | 1996-09-19 | 鉄−コバルト合金板の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1088301A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| GB2339798A (en) * | 1998-07-24 | 2000-02-09 | Telcon Ltd | High strength soft magnetic alloys |
| JP2006336038A (ja) * | 2005-05-31 | 2006-12-14 | Sanyo Special Steel Co Ltd | 高磁束密度材料およびその製造方法 |
| CN103484614A (zh) * | 2013-09-26 | 2014-01-01 | 无锡阳工机械制造有限公司 | 一种50号钢的热处理方法 |
-
1996
- 1996-09-19 JP JP26769496A patent/JPH1088301A/ja active Pending
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| GB2339798A (en) * | 1998-07-24 | 2000-02-09 | Telcon Ltd | High strength soft magnetic alloys |
| GB2339798B (en) * | 1998-07-24 | 2002-12-11 | Telcon Ltd | High Strength soft magnetic alloys |
| JP2006336038A (ja) * | 2005-05-31 | 2006-12-14 | Sanyo Special Steel Co Ltd | 高磁束密度材料およびその製造方法 |
| CN103484614A (zh) * | 2013-09-26 | 2014-01-01 | 无锡阳工机械制造有限公司 | 一种50号钢的热处理方法 |
| CN103484614B (zh) * | 2013-09-26 | 2016-02-03 | 无锡阳工机械制造有限公司 | 一种50号钢的热处理方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20040713 |
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| A521 | Written amendment |
Effective date: 20040908 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Effective date: 20041012 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 |