JP3333794B2 - 無方向性電磁鋼板の製造方法 - Google Patents
無方向性電磁鋼板の製造方法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、無方向性電磁鋼板の
製造方法に関して、製品コイル内で磁気特性および板形
状を均一にしようとするものである。
製造方法に関して、製品コイル内で磁気特性および板形
状を均一にしようとするものである。
【０００２】
【従来の技術】無方向性電磁鋼板は、モーター、発電機
または変圧器の鉄心等に使用され、これら機器のエネル
ギー効率を高めるために、磁気特性として、鉄損が小さ
くかつ磁束密度の高いことが重要である。
または変圧器の鉄心等に使用され、これら機器のエネル
ギー効率を高めるために、磁気特性として、鉄損が小さ
くかつ磁束密度の高いことが重要である。
【０００３】一方、近年のモーターの分野では、集積回
路（ＩＣ）の利用により高い制御性を有するモーターが
開発されたのに伴って、モーター特性のばらつきを小さ
くすることが重要となってきた。従って、モーターの鉄
心材料として使用される無方向性電磁鋼板においても、
磁気特性や板形状、特に製品コイル内で板厚が均一であ
ることの要求が非常に高まってきた。
路（ＩＣ）の利用により高い制御性を有するモーターが
開発されたのに伴って、モーター特性のばらつきを小さ
くすることが重要となってきた。従って、モーターの鉄
心材料として使用される無方向性電磁鋼板においても、
磁気特性や板形状、特に製品コイル内で板厚が均一であ
ることの要求が非常に高まってきた。
【０００４】製品コイル内での板厚を均一化する技術と
して、特公昭57-60408号公報には熱間圧延の仕上温度を
α相温度域とすることが、また製品コイル内での磁気特
性を均一化する技術として、特開平5-140649号公報には
極低Ｎ，Ｓとすることが、それぞれ示されている。しか
しながら、これらの技術は近年の厳しい要求に応えられ
るものではなく、抜本的な改善が求められていた。
して、特公昭57-60408号公報には熱間圧延の仕上温度を
α相温度域とすることが、また製品コイル内での磁気特
性を均一化する技術として、特開平5-140649号公報には
極低Ｎ，Ｓとすることが、それぞれ示されている。しか
しながら、これらの技術は近年の厳しい要求に応えられ
るものではなく、抜本的な改善が求められていた。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】そこで、この発明は、
磁気特性および板形状が製品コイル内で均一となる無方
向性電磁鋼板の製造方法について提案することを目的と
する。
磁気特性および板形状が製品コイル内で均一となる無方
向性電磁鋼板の製造方法について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】この発明は、Ｃ：0.01wt
％以下、Si：4.0 wt％以下、Mn：1.5 wt％以下、Al：1.
5 wt％以下、Ｐ：0.2 wt％以下およびＳ：0.01wt％以下
を含む鋼スラブに熱間圧延を施したのち、１回または中
間焼鈍を挟む２回の冷間圧延を施し、次いで仕上焼鈍を
施す一連の工程によって無方向性電磁鋼板を製造するに
当たり、熱間圧延工程において、鋼スラブを粗圧延して
得られたシートバーを、 850〜1150℃の温度域かつ下記
式を満足する温度Ｔ（℃）にて、内径100mm 以上かつ外
径3600mm以下のコイルに巻取ったのち、巻戻して仕上圧
延に供することを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方
法である。記
％以下、Si：4.0 wt％以下、Mn：1.5 wt％以下、Al：1.
5 wt％以下、Ｐ：0.2 wt％以下およびＳ：0.01wt％以下
を含む鋼スラブに熱間圧延を施したのち、１回または中
間焼鈍を挟む２回の冷間圧延を施し、次いで仕上焼鈍を
施す一連の工程によって無方向性電磁鋼板を製造するに
当たり、熱間圧延工程において、鋼スラブを粗圧延して
得られたシートバーを、 850〜1150℃の温度域かつ下記
式を満足する温度Ｔ（℃）にて、内径100mm 以上かつ外
径3600mm以下のコイルに巻取ったのち、巻戻して仕上圧
延に供することを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方
法である。記
【数２】 900.31−2.0183Ｔ＋1.4139×10 -3 Ｔ 2 −3.0648×10 -7 Ｔ 3 −326.7 ［Ｃwt％］ ＋11.8［Siwt％］−12.2［Mnwt％］＋39.7［Ｐwt％］＋22.8［Alwt％］＞０ ----(1)
【０００７】
【０００８】また、仕上焼鈍後に、さらに圧下率３〜15
％の軽圧延を施すことが、磁気特性向上の点で有利であ
る。
％の軽圧延を施すことが、磁気特性向上の点で有利であ
る。
【０００９】次に、この発明を導くに到った実験結果に
ついて詳しく説明する。 Ｃ：0.003 wt％、Si：0.4 wt％、Mn：0.2 wt％、Al：0.
25wt％、Ｐ：0.05wt％およびＳ：0.005wt ％を含み、残
部実質的にFeよりなる連続鋳造スラブの２本を、それぞ
れ1150℃に再加熱後、粗圧延して厚さ30mmのシートバー
とした。そして一方のシートバーは直ちに仕上圧延によ
って熱延板とし、他方のシートバーは 970℃で内径500m
m および外径1400mmのコイル状に巻取ったのち、巻戻し
て仕上圧延を行い、熱延板とした。いずれも、仕上圧延
終了温度は 840℃であった。その後、熱延板を0.5mm 厚
まで冷間圧延したのち、 770℃×30ｓの連続焼鈍を施し
てから、コイル長手方向の磁気および板厚を測定した。
ついて詳しく説明する。 Ｃ：0.003 wt％、Si：0.4 wt％、Mn：0.2 wt％、Al：0.
25wt％、Ｐ：0.05wt％およびＳ：0.005wt ％を含み、残
部実質的にFeよりなる連続鋳造スラブの２本を、それぞ
れ1150℃に再加熱後、粗圧延して厚さ30mmのシートバー
とした。そして一方のシートバーは直ちに仕上圧延によ
って熱延板とし、他方のシートバーは 970℃で内径500m
m および外径1400mmのコイル状に巻取ったのち、巻戻し
て仕上圧延を行い、熱延板とした。いずれも、仕上圧延
終了温度は 840℃であった。その後、熱延板を0.5mm 厚
まで冷間圧延したのち、 770℃×30ｓの連続焼鈍を施し
てから、コイル長手方向の磁気および板厚を測定した。
【００１０】磁気および板厚の測定は、製品コイル全長
にわたって30ｍ毎に行い、次式(2)および(3) でそれぞ
れ定義される、各測定値の算術平均（Ｘ）とその標準偏
差σにて、特性とそのばらつきを評価した。
にわたって30ｍ毎に行い、次式(2)および(3) でそれぞ
れ定義される、各測定値の算術平均（Ｘ）とその標準偏
差σにて、特性とそのばらつきを評価した。
【数３】 ここで、Xi：鉄損Ｗ15/50 または板厚測定値 ｎ：測定数（この実験ではｎ＝133 ）
【００１１】まず、図１にシートバーの巻取り（以下、
シートバーコイリングという）を行わない、通常工程に
て得られた製品コイルでの鉄損測定結果を、黒丸で示す
ように、鉄損はコイル内で大きく変動している。なお、
鉄損劣化部はスキッド間（スラブ加熱時高温部）に相当
していた。なぜなら、一般に、スラブ加熱温度が高い
と、鉄損に有害な微細析出物が増加するため、スキッド
間（スラブ加熱時高温部）はスキッド部（スラブ加熱時
低温部）に比べ、微細析出物が多く、その結果、スキッ
ド間の鉄損はスキッド部に比べて劣ると考えられる。
シートバーコイリングという）を行わない、通常工程に
て得られた製品コイルでの鉄損測定結果を、黒丸で示す
ように、鉄損はコイル内で大きく変動している。なお、
鉄損劣化部はスキッド間（スラブ加熱時高温部）に相当
していた。なぜなら、一般に、スラブ加熱温度が高い
と、鉄損に有害な微細析出物が増加するため、スキッド
間（スラブ加熱時高温部）はスキッド部（スラブ加熱時
低温部）に比べ、微細析出物が多く、その結果、スキッ
ド間の鉄損はスキッド部に比べて劣ると考えられる。
【００１２】一方、図１にシートバーコイリングを施し
た場合の製品コイルでの鉄損測定結果を白丸で示すよう
に、鉄損のコイル内変動はシートバーコイリングをしな
かった場合に比べて小さいことがわかる。
た場合の製品コイルでの鉄損測定結果を白丸で示すよう
に、鉄損のコイル内変動はシートバーコイリングをしな
かった場合に比べて小さいことがわかる。
【００１３】また、表１に磁気特性および製品板厚の測
定結果を示す。粗圧延後シートバーを巻き取った工程
は、粗圧延後直ちに圧延を行った従来の工程に比べて、
コイル内の磁気特性および板厚の標準偏差σが小さいば
かりではなく、磁気特性の平均値（Ｘ）においても優れ
ている。シートバーコイリングのない従来工程におい
て、製品板厚がコイル内で変動する原因は、スキッド
部、スキッド間の温度差に起因する仕上げ圧延時の変形
抵抗の変動により、熱延板の板厚制御が困難となるため
である。
定結果を示す。粗圧延後シートバーを巻き取った工程
は、粗圧延後直ちに圧延を行った従来の工程に比べて、
コイル内の磁気特性および板厚の標準偏差σが小さいば
かりではなく、磁気特性の平均値（Ｘ）においても優れ
ている。シートバーコイリングのない従来工程におい
て、製品板厚がコイル内で変動する原因は、スキッド
部、スキッド間の温度差に起因する仕上げ圧延時の変形
抵抗の変動により、熱延板の板厚制御が困難となるため
である。
【００１４】
【表１】
【００１５】図１および表１に示したように、粗圧延後
のシートバーを一旦巻き取ることによって、磁気特性お
よび板厚がコイル内で均一となるとともに、磁気特性が
改善されることは明らかである。この理由としては、
(1) スラブ加熱で生じたシートバーの温度むらが、シー
トバーのコイリングによって緩和される、(2) シートバ
ーコイリングによる歪み導入が、析出物粗大化を促進す
る、ためと考えられる。
のシートバーを一旦巻き取ることによって、磁気特性お
よび板厚がコイル内で均一となるとともに、磁気特性が
改善されることは明らかである。この理由としては、
(1) スラブ加熱で生じたシートバーの温度むらが、シー
トバーのコイリングによって緩和される、(2) シートバ
ーコイリングによる歪み導入が、析出物粗大化を促進す
る、ためと考えられる。
【００１６】また、シートバーコイルの形状について、
種々の調査を行った。図２にコイル内、外径が磁気特性
に及ぼす影響を示すように、まず外径が3600mmをこえる
と、磁気特性の平均値｛同図(a) 参照｝および標準偏差
｛同図(b) 参照｝ともに劣化した。これは、コイル外径
が大きいと温度が均一化し難く、そしてコイリングによ
りシートバーに導入される歪みが小さくなって、析出物
の粗大化が進まなかったためと推定される。従って、温
度を均一にし、かつ歪みを大きくするためには、コイル
外径を3600mm以下とすることが肝要である。一方、内径
が100mm 未満ではシートバーの表面割れに起因する表面
疵が発生するため、コイル内径は100mm以上とする必要
がある。
種々の調査を行った。図２にコイル内、外径が磁気特性
に及ぼす影響を示すように、まず外径が3600mmをこえる
と、磁気特性の平均値｛同図(a) 参照｝および標準偏差
｛同図(b) 参照｝ともに劣化した。これは、コイル外径
が大きいと温度が均一化し難く、そしてコイリングによ
りシートバーに導入される歪みが小さくなって、析出物
の粗大化が進まなかったためと推定される。従って、温
度を均一にし、かつ歪みを大きくするためには、コイル
外径を3600mm以下とすることが肝要である。一方、内径
が100mm 未満ではシートバーの表面割れに起因する表面
疵が発生するため、コイル内径は100mm以上とする必要
がある。
【００１７】次に、鋼成分とシートバーコイリング温度
が磁気特性に及ぼす影響を調査した結果について述べ
る。表２に示した成分を有する鋼Ａ〜Ｃを転炉、真空脱
ガス装置にて溶製後に、連続鋳造にてスラブとした。こ
れらスラブを再加熱し、粗圧延を施し、厚さ40mmのシー
トバーとした後、種々の温度でシートバーコイリングを
行って、次いで仕上圧延を施した。なお比較のため、一
部のシートバーはシートバーコイリングすることなしに
直ちに仕上圧延に供した。仕上圧延後の熱延板コイルの
板厚は2.0mmであった。次に、熱延板に 900℃および１
分間の熱延焼鈍を施したのち、冷間圧延により厚さ 0.5
mmとし、 800℃および30ｓで連続仕上焼鈍を施し、絶縁
被膜を被成して製品板とした。製品板はエプスタイン試
験片に切断後、磁気測定に供した。この測定結果を、シ
ートバーコイリング温度におけるα相安定化係数Ｇと、
鉄損のコイル平均値および標準偏差との関係として、図
３(a) および(b) にそれぞれ示す。
が磁気特性に及ぼす影響を調査した結果について述べ
る。表２に示した成分を有する鋼Ａ〜Ｃを転炉、真空脱
ガス装置にて溶製後に、連続鋳造にてスラブとした。こ
れらスラブを再加熱し、粗圧延を施し、厚さ40mmのシー
トバーとした後、種々の温度でシートバーコイリングを
行って、次いで仕上圧延を施した。なお比較のため、一
部のシートバーはシートバーコイリングすることなしに
直ちに仕上圧延に供した。仕上圧延後の熱延板コイルの
板厚は2.0mmであった。次に、熱延板に 900℃および１
分間の熱延焼鈍を施したのち、冷間圧延により厚さ 0.5
mmとし、 800℃および30ｓで連続仕上焼鈍を施し、絶縁
被膜を被成して製品板とした。製品板はエプスタイン試
験片に切断後、磁気測定に供した。この測定結果を、シ
ートバーコイリング温度におけるα相安定化係数Ｇと、
鉄損のコイル平均値および標準偏差との関係として、図
３(a) および(b) にそれぞれ示す。
【００１８】
【表２】
【００１９】ここで、α相安定化係数Ｇとは、その温度
におけるα相の安定度を表す指標であり、温度をＴ
（℃）とするとき、 Ｇ＝900.31−2.0183Ｔ＋1.4139×10-3Ｔ2 −3.0648×10
-7Ｔ3 −326.7 ［Ｃwt％］＋11.8［Siwt％］−12.2［Mn
wt％］＋39.7［Ｐwt％］＋22.8［Alwt％］ で表され、後述する図４に示すように、α相分率とよい
相関がある。特に、Ｇが０以上に増加するにつれて、α
相分率が上昇し、すなわちα相が安定して得られること
がわかる。
におけるα相の安定度を表す指標であり、温度をＴ
（℃）とするとき、 Ｇ＝900.31−2.0183Ｔ＋1.4139×10-3Ｔ2 −3.0648×10
-7Ｔ3 −326.7 ［Ｃwt％］＋11.8［Siwt％］−12.2［Mn
wt％］＋39.7［Ｐwt％］＋22.8［Alwt％］ で表され、後述する図４に示すように、α相分率とよい
相関がある。特に、Ｇが０以上に増加するにつれて、α
相分率が上昇し、すなわちα相が安定して得られること
がわかる。
【００２０】一方、図３には、Ｇ＞０となる温度でシー
トバーコイリングを行うことにより、コイルにおける平
均鉄損Ｗ15/50 値および標準偏差σともに著しく改善さ
れることが示されている。そして、この理由は以下のよ
うに考えられる。すなわち、粗圧延で生成した鉄損に有
害な微細析出物は、シートバーコイリングによって粗大
化する。ここで、α相はγ相に比べ拡散速度が１桁程度
は速く、かつ析出物の粗大化は拡散によって律速される
ため、シートバーコイル内のα相分率が高い方が粗大化
が速やかに進み、鉄損改善率が高く、標準偏差が小さく
なると考えられる。
トバーコイリングを行うことにより、コイルにおける平
均鉄損Ｗ15/50 値および標準偏差σともに著しく改善さ
れることが示されている。そして、この理由は以下のよ
うに考えられる。すなわち、粗圧延で生成した鉄損に有
害な微細析出物は、シートバーコイリングによって粗大
化する。ここで、α相はγ相に比べ拡散速度が１桁程度
は速く、かつ析出物の粗大化は拡散によって律速される
ため、シートバーコイル内のα相分率が高い方が粗大化
が速やかに進み、鉄損改善率が高く、標準偏差が小さく
なると考えられる。
【００２１】以上述べたところから、Ｇ＞０となるよう
に、鋼組成、そしてコイリング温度を制御することによ
り、コイル内での鉄損の均一性に一層優れた無方向性電
磁鋼板を製造できることが明らかである。
に、鋼組成、そしてコイリング温度を制御することによ
り、コイル内での鉄損の均一性に一層優れた無方向性電
磁鋼板を製造できることが明らかである。
【００２２】
【作用】以下、この発明における素材の成分組成および
製造工程の各理由について説明する。 Ｃ：0.01wt％以下 Ｃが0.01wt％をこえると、Ｃ析出による磁気特性の劣化
が生じるのでＣ含有量は0.01wt％以下に限定した。な
お、下限は、経済上の理由から、0.0001wt％とすること
が好ましい。
製造工程の各理由について説明する。 Ｃ：0.01wt％以下 Ｃが0.01wt％をこえると、Ｃ析出による磁気特性の劣化
が生じるのでＣ含有量は0.01wt％以下に限定した。な
お、下限は、経済上の理由から、0.0001wt％とすること
が好ましい。
【００２３】Si：4.0 wt％以下 Siは比抵抗を増し、鉄損を減少させる有用な成分である
が、4.0 wt％をこえると、冷延性が劣化するため、4.0
wt％以下に限定した。なお、下限は、比抵抗の理由か
ら、0.05wt％とすることが好ましい。
が、4.0 wt％をこえると、冷延性が劣化するため、4.0
wt％以下に限定した。なお、下限は、比抵抗の理由か
ら、0.05wt％とすることが好ましい。
【００２４】Mn：1.5 wt％以下 Mnは比抵抗を増し、鉄損を減少させる有用な成分である
が、Mnの増加はコスト増を招くので、1.5 wt％以下に限
定した。一方Mnは、MnS として磁気特性に有害なＳを粗
大に固定する働きがある。そこで下限は磁気特性の点か
ら0.1 wt％とすることが好ましい。
が、Mnの増加はコスト増を招くので、1.5 wt％以下に限
定した。一方Mnは、MnS として磁気特性に有害なＳを粗
大に固定する働きがある。そこで下限は磁気特性の点か
ら0.1 wt％とすることが好ましい。
【００２５】Al：1.5 wt％以下 Alは比抵抗を増し、鉄損を減少させる有用元素である
が、1.5 ％をこえると、冷延性が劣化するため、1.5 ％
以下に限定した。
が、1.5 ％をこえると、冷延性が劣化するため、1.5 ％
以下に限定した。
【００２６】Ｐ：0.2 wt％以下 Ｐは打抜性を改善するため添加することができるが、0.
2 wt％をこえると、冷延性が劣化するので、0.2 wt％以
下とした。なお、下限は、経済上の理由から、0.0001wt
％とすることが好ましい。 Ｓ：0.01wt％以下 Ｓは微細析出物 MnSを形成し、磁壁移動および粒成長を
阻害するので、できるだけ低減することが望ましく、0.
01wt％以下とした。
2 wt％をこえると、冷延性が劣化するので、0.2 wt％以
下とした。なお、下限は、経済上の理由から、0.0001wt
％とすることが好ましい。 Ｓ：0.01wt％以下 Ｓは微細析出物 MnSを形成し、磁壁移動および粒成長を
阻害するので、できるだけ低減することが望ましく、0.
01wt％以下とした。
【００２７】ほかに、磁性改善のため、公知の添加成
分、Sb, Sn, Bi, Ge, Ｂ, Ca, REM を添加することがで
きるが、経済性の点からその添加量はそれぞれ 0.2wt％
以下とすることが望ましい。
分、Sb, Sn, Bi, Ge, Ｂ, Ca, REM を添加することがで
きるが、経済性の点からその添加量はそれぞれ 0.2wt％
以下とすることが望ましい。
【００２８】次に、上記組成を有するスラブを直接ある
いは再加熱後、粗圧延してシートバーとする。そして、
このシートバーを 850〜1150℃にて、内径 100mm以上か
つ外径3600mm以下のコイルに巻取る。ここで、シートバ
ーコイリング温度が1150℃をこえると、仕上圧延中の微
細析出が増加し、鉄損のコイル内での均一性、コイル間
での均一性ともに劣化する。一方、シートバーコイリン
グ温度が850 ℃未満では、不均一な析出物や組織の解消
に時間がかかり過ぎて経済的ではない。
いは再加熱後、粗圧延してシートバーとする。そして、
このシートバーを 850〜1150℃にて、内径 100mm以上か
つ外径3600mm以下のコイルに巻取る。ここで、シートバ
ーコイリング温度が1150℃をこえると、仕上圧延中の微
細析出が増加し、鉄損のコイル内での均一性、コイル間
での均一性ともに劣化する。一方、シートバーコイリン
グ温度が850 ℃未満では、不均一な析出物や組織の解消
に時間がかかり過ぎて経済的ではない。
【００２９】また、シートバーコイルの内径が 100mm未
満では、シートバーの曲率が大きくなり、シートバー表
面に割れが発生し、表面きずの原因となる。一方、コイ
ル外径が3600mmをこえると、コイリングによるシートバ
ー温度均一化の効果および歪み導入効果が小さくなっ
て、磁気特性および板厚の均一化の効果も小さくなる。
満では、シートバーの曲率が大きくなり、シートバー表
面に割れが発生し、表面きずの原因となる。一方、コイ
ル外径が3600mmをこえると、コイリングによるシートバ
ー温度均一化の効果および歪み導入効果が小さくなっ
て、磁気特性および板厚の均一化の効果も小さくなる。
【００３０】上記の条件でシートバーに巻き取ることに
より、鉄損および板厚は均一化されるが、さらに上述し
たα相安定度指数ＧがＧ＞０となるシートバーコイリン
グ温度とすることにより、鉄損平均値の改善および均一
化の効果は一層大きくなる。従って、シートバーをＧ＞
０となる温度で巻き取ることが望ましい。
より、鉄損および板厚は均一化されるが、さらに上述し
たα相安定度指数ＧがＧ＞０となるシートバーコイリン
グ温度とすることにより、鉄損平均値の改善および均一
化の効果は一層大きくなる。従って、シートバーをＧ＞
０となる温度で巻き取ることが望ましい。
【００３１】なお、シートバーコイリング温度は、シー
トバーを巻き取るときのシートバー平均温度を指し、通
常、コイリングされたシートバーの平均温度はコイリン
グされてから巻戻されるまで、実質的に変化しない。し
かしながら、長時間のコイリングなどにより、シートバ
ーコイル平均温度の低下が問題となる場合には、シート
バーを巻き取るときの温度、シートバーコイルを巻戻し
たときの温度のいずれかがＧ＞０を満足すればよい。
トバーを巻き取るときのシートバー平均温度を指し、通
常、コイリングされたシートバーの平均温度はコイリン
グされてから巻戻されるまで、実質的に変化しない。し
かしながら、長時間のコイリングなどにより、シートバ
ーコイル平均温度の低下が問題となる場合には、シート
バーを巻き取るときの温度、シートバーコイルを巻戻し
たときの温度のいずれかがＧ＞０を満足すればよい。
【００３２】引き続き、巻取られたシートバーを巻戻
し、仕上圧延を施して熱延板とする。このとき、必要に
応じて、自己焼鈍あるいは熱延板焼鈍を施してもよい。
熱延板焼鈍はバッチ焼鈍（箱焼鈍）によっても、連続焼
鈍によってもよい。
し、仕上圧延を施して熱延板とする。このとき、必要に
応じて、自己焼鈍あるいは熱延板焼鈍を施してもよい。
熱延板焼鈍はバッチ焼鈍（箱焼鈍）によっても、連続焼
鈍によってもよい。
【００３３】その後、１回または中間焼鈍をはさむ２回
の冷間圧延により所定の板厚（たとえば 0.5mm）として
から、仕上焼鈍を施して製品とする。勿論、仕上焼鈍の
あとに絶縁被膜を被成してもよい。なお、仕上焼鈍は、
生産性、経済性の理由から、連続焼鈍とすることが好ま
しい。
の冷間圧延により所定の板厚（たとえば 0.5mm）として
から、仕上焼鈍を施して製品とする。勿論、仕上焼鈍の
あとに絶縁被膜を被成してもよい。なお、仕上焼鈍は、
生産性、経済性の理由から、連続焼鈍とすることが好ま
しい。
【００３４】さらに、仕上焼鈍あるいは絶縁被膜を被成
したのち、３〜15％の軽圧延を施してもよい。すなわ
ち、圧下率が３％未満または15％をこえると、軽圧延の
効果、つまりユーザーでの歪取焼鈍時の粗大粒成長によ
る低鉄損化の効果が小さくなり、所期する磁気特性を得
ることができない。
したのち、３〜15％の軽圧延を施してもよい。すなわ
ち、圧下率が３％未満または15％をこえると、軽圧延の
効果、つまりユーザーでの歪取焼鈍時の粗大粒成長によ
る低鉄損化の効果が小さくなり、所期する磁気特性を得
ることができない。
【００３５】
実施例１ 転炉および真空脱ガス装置で成分調整を行ったのち、連
続鋳造にてスラブを製造し、スラブ表面温度が 300℃に
なったとき加熱炉に挿入し、再加熱した。その後、粗圧
延を施して厚さ30mmのシートバーとし、シートバーコイ
リングを行ったのち、仕上圧延を行って熱延板とした。
そして、一部の熱延板には熱延板焼鈍を施した。次い
で、熱延板を0.5mm 厚まで冷間圧延し、さらに 850℃×
30ｓの連続焼鈍を施した後、コイル長手方向の磁気およ
び板厚を測定した。なお、製品コイル長は4000ｍであ
り、磁気測定は30ｍ毎に行った。
続鋳造にてスラブを製造し、スラブ表面温度が 300℃に
なったとき加熱炉に挿入し、再加熱した。その後、粗圧
延を施して厚さ30mmのシートバーとし、シートバーコイ
リングを行ったのち、仕上圧延を行って熱延板とした。
そして、一部の熱延板には熱延板焼鈍を施した。次い
で、熱延板を0.5mm 厚まで冷間圧延し、さらに 850℃×
30ｓの連続焼鈍を施した後、コイル長手方向の磁気およ
び板厚を測定した。なお、製品コイル長は4000ｍであ
り、磁気測定は30ｍ毎に行った。
【００３６】表３に、スラブ組成、熱間圧延およびシー
トバーコイリングの各条件とともに、磁気および板厚の
測定結果を示す。同表に示すように、粗圧延後シートバ
ーを巻き取った発明例では、粗圧延後直ちに仕上圧延を
行った従来例に比べて、コイル内の磁気特性および板厚
の標準偏差が小さいばかりではなく、磁気特性の平均値
においても優れている。また、シートバーコイリングの
外径が3600mmをこえる No.３，16ではコイリングによる
改善効果が小さく、シートバーコイリングの内径が 100
mm未満の No.４，12では製品板表面に多数の疵が発生し
た。さらに、シートバーコイリング温度が 850℃未満の
No.６では磁気特性のばらつきは解消されず、シートバ
ーコイリング温度が1150℃をこえる No.17は磁気特性の
平均値およびばらつきは1150℃以下の場合のNo.13に比
べて悪い結果となった。
トバーコイリングの各条件とともに、磁気および板厚の
測定結果を示す。同表に示すように、粗圧延後シートバ
ーを巻き取った発明例では、粗圧延後直ちに仕上圧延を
行った従来例に比べて、コイル内の磁気特性および板厚
の標準偏差が小さいばかりではなく、磁気特性の平均値
においても優れている。また、シートバーコイリングの
外径が3600mmをこえる No.３，16ではコイリングによる
改善効果が小さく、シートバーコイリングの内径が 100
mm未満の No.４，12では製品板表面に多数の疵が発生し
た。さらに、シートバーコイリング温度が 850℃未満の
No.６では磁気特性のばらつきは解消されず、シートバ
ーコイリング温度が1150℃をこえる No.17は磁気特性の
平均値およびばらつきは1150℃以下の場合のNo.13に比
べて悪い結果となった。
【００３７】
【表３】
【００３８】実施例２ 転炉および真空脱ガス装置で成分調整を行ったのち、連
続鋳造にてスラブを製造し、スラブ表面温度が 850℃に
なったところで、加熱炉に挿入し再加熱を行った。その
後、粗圧延を施して厚さ30mmのシートバーとし、シート
バーコイリングを行ったのち、仕上圧延を行って熱延板
とした。そして、一部の熱延板には熱延板焼鈍を施し
た。次いで、冷間圧延、引き続き 770℃×30ｓの連続仕
上焼鈍を施したのち、５％のスキンパス圧延を施して厚
さ0.5mm の製品板とした後、コイル長手方向の磁気およ
び板厚を測定した。
続鋳造にてスラブを製造し、スラブ表面温度が 850℃に
なったところで、加熱炉に挿入し再加熱を行った。その
後、粗圧延を施して厚さ30mmのシートバーとし、シート
バーコイリングを行ったのち、仕上圧延を行って熱延板
とした。そして、一部の熱延板には熱延板焼鈍を施し
た。次いで、冷間圧延、引き続き 770℃×30ｓの連続仕
上焼鈍を施したのち、５％のスキンパス圧延を施して厚
さ0.5mm の製品板とした後、コイル長手方向の磁気およ
び板厚を測定した。
【００３９】表４に、スラブ組成、熱間圧延およびシー
トバーコイリングの各条件とともに、磁気および板厚の
測定結果を示す。同表に示すように、粗圧延後にシート
バーを巻き取った発明例では、粗圧延後直ちに仕上圧延
を行った従来例に比べて、コイル内の磁気特性および板
厚等の標準偏差が小さいばかりではなく、磁気特性の平
均値においても優れている。また、シートバーコイリン
グの外径が3600mmをこえる No.３，16ではコイリングに
よる改善効果が小さく、シートバーコイリングの内径が
100mm未満の No.４，12では製品板表面に多数の疵が発
生した。さらに、シートバーコイリング温度が 850℃未
満の No.６では磁気特性のばらつきは解消されず、シー
トバーコイリング温度が1150℃をこえる No.17は磁気特
性の平均値およびばらつきは1150℃以下の場合の No.13
に比べて悪い結果となった。
トバーコイリングの各条件とともに、磁気および板厚の
測定結果を示す。同表に示すように、粗圧延後にシート
バーを巻き取った発明例では、粗圧延後直ちに仕上圧延
を行った従来例に比べて、コイル内の磁気特性および板
厚等の標準偏差が小さいばかりではなく、磁気特性の平
均値においても優れている。また、シートバーコイリン
グの外径が3600mmをこえる No.３，16ではコイリングに
よる改善効果が小さく、シートバーコイリングの内径が
100mm未満の No.４，12では製品板表面に多数の疵が発
生した。さらに、シートバーコイリング温度が 850℃未
満の No.６では磁気特性のばらつきは解消されず、シー
トバーコイリング温度が1150℃をこえる No.17は磁気特
性の平均値およびばらつきは1150℃以下の場合の No.13
に比べて悪い結果となった。
【００４０】
【表４】
【００４１】
【発明の効果】この発明によれば、製品の磁気特性に優
れ、かつ磁気特性および板厚がコイル内で均一である無
方向性電磁鋼板を得ることができる。
れ、かつ磁気特性および板厚がコイル内で均一である無
方向性電磁鋼板を得ることができる。
【図１】シートバーコイリングが鉄損に与える影響を示
す図である。
す図である。
【図２】コイル形状が磁気特性に与える影響を示す図で
ある。
ある。
【図３】α相安定度指数Ｇと磁気特性との関係を示す図
である。
である。
【図４】α相安定度指数Ｇとα相分率との関係を示す図
である。
である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平５−140649（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−221326（ＪＰ，Ａ) 特公 昭57−60408（ＪＰ，Ｂ１) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C21D 8/12 B21B 3/02 B21C 47/26
Claims (2)
- 【請求項１】 Ｃ：0.01wt％以下、Si：4.0 wt％以下、
Mn：1.5 wt％以下、Al：1.5 wt％以下、Ｐ：0.2 wt％以
下およびＳ：0.01wt％以下を含む鋼スラブに熱間圧延を
施したのち、１回または中間焼鈍を挟む２回の冷間圧延
を施し、次いで仕上焼鈍を施す一連の工程によって無方
向性電磁鋼板を製造するに当たり、 熱間圧延工程において、鋼スラブを粗圧延して得られた
シートバーを、 850〜1150℃の温度域かつ下記式を満足
する温度Ｔ（℃）にて、内径100mm 以上かつ外径3600mm
以下のコイルに巻取ったのち、巻戻して仕上圧延に供す
ることを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方法。記 【数１】 900.31−2.0183Ｔ＋1.4139×10 -3 Ｔ 2 −3.0648×10 -7 Ｔ 3 −326.7 ［Ｃwt％］ ＋11.8［Siwt％］−12.2［Mnwt％］＋39.7［Ｐwt％］＋22.8［Alwt％］＞０ - 【請求項２】 請求項１に記載の製造方法において、仕
上焼鈍後に、圧下率３〜15％の軽圧延を施すことを特徴
とする、無方向性電磁鋼板の製造方法。
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
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| US08/533,842 US5637157A (en) | 1994-09-29 | 1995-09-26 | Method for making non-oriented magnetic steel sheet |
| EP95115236A EP0704542B9 (en) | 1994-09-29 | 1995-09-27 | Method for making non-oriented magnetic steel sheet |
| DE69521757T DE69521757T2 (de) | 1994-09-29 | 1995-09-27 | Verfahren zum Herstellen einer nichtkornorientierter magnetischer Stahlblecher |
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
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|---|---|
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
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| JP (1) | JP3333794B2 (ja) |
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| TWI658152B (zh) * | 2017-03-07 | 2019-05-01 | 日商新日鐵住金股份有限公司 | 無方向性電磁鋼板及無方向性電磁鋼板之製造方法 |
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| KR20230095280A (ko) * | 2021-12-22 | 2023-06-29 | 주식회사 포스코 | 무방향성 전기강판 및 그 제조방법 |
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|---|---|---|---|---|
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| US4473416A (en) * | 1982-07-08 | 1984-09-25 | Nippon Steel Corporation | Process for producing aluminum-bearing grain-oriented silicon steel strip |
| JPH0623410B2 (ja) * | 1984-06-05 | 1994-03-30 | 株式会社神戸製鋼所 | 磁束密度の高い無方向性電気鉄板の製造方法 |
| JPS62222022A (ja) * | 1986-03-20 | 1987-09-30 | Nippon Steel Corp | 歪取焼鈍後の耐脆性と磁気特性の良好な無方向性電磁鋼板の製造方法 |
| JPH01198426A (ja) * | 1988-02-03 | 1989-08-10 | Nkk Corp | 磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板の製造方法 |
| JPH01225725A (ja) * | 1988-03-07 | 1989-09-08 | Nkk Corp | 無方向性電磁鋼板の製造方法 |
| JPH07116507B2 (ja) * | 1989-02-23 | 1995-12-13 | 日本鋼管株式会社 | 無方向性電磁鋼板の製造方法 |
| JPH0353022A (ja) * | 1989-07-19 | 1991-03-07 | Kobe Steel Ltd | 低鉄損・高磁束密度無方向性電磁鋼板の製造方法 |
| JPH0747775B2 (ja) * | 1990-06-12 | 1995-05-24 | 新日本製鐵株式会社 | 歪取焼鈍後の磁気特性が優れた無方向性電磁鋼板の製造方法 |
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- 1994-09-29 JP JP23541994A patent/JP3333794B2/ja not_active Expired - Fee Related
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