JP3574656B2 - 表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法 - Google Patents
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Description
技術分野
この発明は、けい素鋼熱延板の製造方法、なかでも表面性状に優れるけい素鋼熱延板の製造方法に関する。
背景技術
方向性電磁鋼板は、変圧器、その他電気機器の鉄心材料として使用され、磁束密度が高く、かつ鉄損が低いことが要求される。これらの磁気特性は、圧延面に平行に｛110｝面、また圧延方向に沿って〈001〉軸を持つ、いわゆるゴス方位を主方向とする集合組織からなる２次再結晶組織を得ることによって達成される。
この目的のために、方向性電磁鋼板にはけい素を始めとする、種々の添加成分が加えられるが、その結果、加工性が低下し、特に熱間圧延による表面割れ及び表面疵が顕著に発生し易いことが知られている。この表面疵の程度の著しいものでは外観上の不具合にとどまらず、占積率の低下、層間絶縁性の低下等、特性の劣化につながるため、かかる表面割れや表面疵を如何に防止するかが製造工程上の重要な課題の一つとなっている。
従来、方向性電磁鋼板の熱間圧延工程での割れを低減させる方法として、特開昭61−9521号公報に示されるようにMo等の添加により粒界酸化を抑える方法、また特開平２−182832号公報、特開平３−115526号公報及び特開昭62−149815号公報に示されるように、再結晶により組織を細粒化させて割れを低減する方法等が開示されているが、いずれも抜本的な解決にはつながっていない。
さらには特開昭63−295044号公報のようにスラブ加熱中、高温での在炉時間に上限を設けてノロの発生を抑える方法などが提示されているが、いずれも操業上の制約を伴い生産性の低下につながるものである。
以上述べたように、けい素鋼における熱間圧延での割れを防止するための従来技術は、十分満足できる結果が得られていなかった。
発明の開示
この発明は、厚み方向での温度分布を制御することにより、圧延変形時の応力条件を改善して表面割れの発生を防止するという新たな観点により、表面割れの発生を効果的に防止して、表面性状の良好なけい素鋼熱延板を製造することのできる方法を提案することを目的とする。
さて、発明者らは、熱間の粗圧延及び仕上圧延時における各スタンド毎の鋼板厚み方向の温度分布と表面割れの発生状況との関係について、詳細な調査を行った結果、特に粗圧延又は／及び仕上圧延での第１スタンドでの鋼板厚み方向温度分布が、割れの発生頻度と特定の関係があることを見い出し、そこから鋼板厚み方向の温度分布を該スタンド入側及び出側板厚に応じて特定範囲内とする、この発明に至ったものである。
上記知見に立脚するこの発明の要旨構成は次のとおりである。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第１発明）。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第２発明）。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行い、かつ
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第３発明）。
第２発明又は第３発明のように、熱間仕上げ圧延の第１スタンドにおける鋼板厚み方向温度分布を制御する際には、鋼板表面の温度低下をできるだけ回避することが望まれる。そのために、熱間粗圧延後、水冷を行うことなしに熱間仕上げ圧延に供することが好ましい。
また、同様の理由から、第２発明又は第３発明において熱間粗圧延と仕上げ圧延との間に行う脱スケールは、水噴射による場合は水圧15kgf/cm2以下で行うことが、また、水噴射によらないで、蒸気スプレー、ガススプレー又は機械的手段により行うことが好ましい。
さらに、第２発明又は第３発明においては、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で、保熱処理や加熱処理を行うことが望ましい。
ところで、厚み方向での温度分布を規定した方法に関して特公平４−124218号公報には、粗圧延の最終スタンドにおいて、表面から板厚1/5深さまでの温度を1200〜1250℃に規定することにより、優れた磁気特性を得る方法が示されている。この方法は、組織の改善による磁気特性の向上を目的としたものであり、この発明で目指す表面割れについての改善効果は期待できない。
また、出願人が先に出願した特願平３−163391号明細書においては、粗圧延時にまず中心から2/5厚層までを1350℃以上の温度で圧延し、さらに最終パスで中心から2/5厚層までを1250℃以上、表層から1/5厚層までを1200℃で圧延する方法が提示されている。この方法は、特定の厚み層でのインヒビター析出について制御するものであり、割れの防止については何ら効果のあるものではない。
さらに特開平２−138418号公報では、スラブ加熱時の厚み方向温度分布を規定しているが、これは特定深さ領域でのインヒビター固溶を促進することが目的であり、この発明で企図する、割れの抑制には全く効果は認められないのである。
この発明により解決を図る、熱間圧延での表面割れや表面疵の原因については、試験機での圧延実験結果と応力解析結果からおおよそ以下のような原理であると考えられる。
すなわち、熱間粗圧延あるいは熱間仕上圧延の各スタンドかみこみ時における鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配が小さい場合には、材料は厚み方向にも、また圧延方向にも圧縮応力を受けて変形するが、逆に表面での冷却が大きく、温度勾配が大きい場合には厚み方向に圧縮、圧延方向に引っ張りの応力を受けて変形するため、割れの発生につながるのである。
この割れ発生の機構は、従来知られている融点近傍での粒界ぜい化とは全く異なる機構によるものである。
熱間粗圧延においては、この割れの発生が、最も表面温度が高くしかも組織的に弱い１スタンド目で顕著に生じる。一方、２スタンド目以降では、圧延の結果、厚み方向に温度分布が均等化することから割れの発生率が低下する。したがって、熱間粗圧延については１スタンド目での鋼板厚み方向の温度分布の制御が最も重要であることを見い出したのである。
次に、熱間仕上圧延についても、熱間粗圧延と同様と考えられるが、仕上圧延では、上記した割れの発生が、第１スタンド目でのかみこみ温度が800〜1000℃の範囲で特に増加している。この理由は明確ではないが、インヒビター成分がこの温度範囲内で粒界に析出し、粒界強度を低下させて粒界割れの発生を助長する一方、これ以上の温度範囲では上記インヒビター成分の析出が顕著でないため割れ発生の程度が減少するものと考えられる。かかる仕上圧延での割れは、１スタンド目入側での鋼片厚み方向の温度分布に密接に関係し、２スタンド目以降では、厚み方向での温度の均一化が進み、また組織の再結晶が生じるために、割れ感受性が低下する。したがって、仕上げ第１スタンド入側での鋼片厚み方向の温度分布をこの発明により制御することが、割れ防止に極めて重要である。
この発明に従い、表面から厚み方向に向かう温度勾配を減少させる具体的な手法としては、粗圧延第１スタンド又は／及び仕上げ第１スタンド前にて、冷却やスケール除去のための水流を減少さらには実質的に０にすること、放射による放熱を減少すること、水冷後、圧延までの時間を増すことによる復熱を図ること及び外部から加熱すること等の手段を単独あるいは複合で用いることなどがある。
けい素鋼においては、熱間粗圧延と仕上圧延との間において、脱スケール以外の目的でも積極的に水冷を行うことがしばしば行われている。というのは、過度の高温で仕上圧延を行った場合には、インヒビターの粗大析出及び集合組織の劣化が起こり、磁気特性に好ましくないからである。そのため、仕上圧延の前に水冷装置を設置して水冷を行う場合があるけれども、かかる水冷によってシートバー表面の温度が低下し、表面から厚み方向に向かう温度勾配がこの発明で規定した範囲を超えることが懸念される。これを回避するためには、熱間粗圧延後、実質的に水冷を行うことなしに熱間仕上圧延に供し、その代わりに仕上圧延スタンド間での冷却を強化して、温度を所望の値に制御すればよい。
また、けい素鋼においては、けい素を含む酸化スケールの生成が特に顕著であり、熱間粗圧延と仕上圧延との間においても新たなスケールが生成する。したがって、仕上げ圧延においてスケールをかみこむことに起因する欠陥を防止するためには、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で脱スケールを施すことが重要である。この脱スケール法として通常知られている方法は、高圧の水流の噴射によるものである。しかしながら、この方法では、シートバー表面の温度低下のうれいが著しい。そのために、この発明で所期した条件を満足し難い場合には、水流の水圧を低下することにより、この発明の目的を達成できる。水圧は、15kgf/cm2を超えると、冷却効果が急激に大きくなるため、15kgf/cm2以下であることが望ましい。
また、鋼板表面温度の低下を防ぐためには、水噴射による脱スケールを行わず、蒸気あるいは高圧ガスや圧縮空気等により脱スケールを行うことによっても、表面温度を低下させずに効果的に脱スケールが可能である。さらに、これらの脱スケール法では、脱スケールの効果が小さい少量の噴射時においても、周辺設備等からシートバー上に滴下して滞留する水を排除して、その影響を減少させることができるため、この点でも表面温度の低下を防止できる。さらに、ブラシ等により、機械的に脱スケールを行うことによっても、同様な効果が得られる。
鋼板表面温度の低下防止のためのより効果的な方法としては、粗圧延終了後、仕上圧延までに保熱処理を行うものがあり、例えば、ステンレス鋼板を内張りした断熱材よりなり、シートバーを覆うように構成された保熱設備を粗圧延設備−仕上げ圧延設備間に設置し、粗圧延を施したシートバーをこの保熱設備を通過させて仕上圧延に供することにより、放射による表面温度の低下を防止することができる。この効果は、仕上圧延直前で行うほど、また、長い距離にわたって設置するほど大きい。
最も効果的な方法は、熱間粗圧延−仕上圧延間で誘導加熱や電気輻射加熱等による鋼板加熱を実施して、鋼板表面温度を高めるものである。この方法は、設備価額としては若干上昇するものの、極めて安定した効果が得られるのである。
なお、以上述べた各種の手段は、単独であるいは複合して用いることができる。
次に、この発明の出発材であるけい素鋼スラブは、Si:2.0〜4.5wt％を含有するものである。Si量が2.0wt％より少ないと電気抵抗が低く、渦電流損失増大に基づく鉄損量が大きくなり、またこの発明による割れ低減の効果は明確に認められなくなる。一方。4.5wt％より多いと冷延の際にぜい性割れを生じ易いため2.0〜4.5％の範囲にする。
その他の成分については特に限定するものではないが、方向性電磁鋼板用の熱延板として代表的な成分組成を掲げると次のとおりである。
C:0.01〜0.1wt％、Si:2.0〜4.5wt％、Mn:0.03〜0.1wt％を含有し、さらにインヒビターとしてMnS,MnSe系の場合はＳ、Seの１種又は２種を0.01〜0.1wt％、AlN系の場合は、Al:0.01〜0.06wt％、N:0.003〜0.01wt％を含有する組成。ここに上記したMnS,MnSe系およびAlN系はそれぞれ併用が可能である。
インヒビター成分としては上記したS,Se,Alに他、Cu,Sn,Cr,Ge,Sb,Mo,Te,BiおよびＰなども有利に適合するので、それぞれ少量を併せて含有することもできる。
第１発明及び第３発明においては、熱間圧延の粗圧延に際して、第１スタンドの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うことが肝要である。
以下、かかる条件を解明するに至った実験について説明する。
C:0.03〜0.08wt％、Si:2.0〜4.5wt％、Mn:0.03〜0.08wt％及びSe:0.01〜0.05wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み160〜250mmのけい素鋼スラブを、1420℃,20分間加熱後、冷却条件を変えて粗圧延を施した。
粗圧延１パス後の鋼板観察面（1m2）内での単位面積当たりの割れの発生率を調査し、粗圧延第１スタンド入側板厚をtR1（mm）、粗圧延第１スタンド出側板厚をtR2（mm）としたときの、かみこみ時における表面温度TR0及び（tR2−tR1）/2深さでの温度TR1の測温結果から求めた式（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝の値との関係で図１に示す。なおこの式は、鋼板表面近傍における厚み方向の温度勾配を意味する。
図１より明らかなように、
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝
が10より大きくなると割れの発生が顕著となる。したがってこの発明では、粗圧延第１スタンドにおける圧延を、
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うこととした。
第２発明及び第３発明においては、熱間圧延の仕上圧延に際して、第１スタンドの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1に関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことが肝要である。
以下、かかる条件を解明するに至った実験について説明する。
C:0.03wt％、Si:2.8wt％、Mn:0.065wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後20mm、40mm、60mmの各板厚にまで粗圧延した後、冷却条件を変えて鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配を種々に変化させて仕上圧延を施した。
仕上圧延１パス後の鋼板観察面（100cm2）内での単位表面積当たりの割れの発生率を調査し、仕上圧延第１スタンドの入側板厚をtF1（mm）、出側板厚をtF2（mm）としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の測温結果から求めた式（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝の値との関係で、図２に示す。なお、同図について図2aは入側板厚が20mmの場合、図2bは入側板厚が40mmの場合、図2cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示している。
次に、C:0.056wt％、Si:3.24wt％、Mn:0.13wt％、Al:0.027wt％、N:0.008wt％及びS:0.007wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み240mmのスラブを、1300℃、30分間加熱後、20mm、40mm、60mmの各板厚範囲にまで粗圧延した後、冷却条件を変えて鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配を種々に変化させて仕上圧延を施した。
仕上圧延１パス後の鋼板観察面（100cm2）内での単位表面積当たりの割れの発生率を調査し、仕上圧延第１スタンドの入側板厚をtF1（mm）、出側板厚をtF2（mm）としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の測温結果から求めた式（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝の値との関係で図３に示す。なお、同図において図3aは入側板厚が20mmの場合、図3bは入側板厚が40mmの場合、図3cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示している。
図２及び図３で示された実験の結果を、入側板厚t1と（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝との関係で図４に示す。図４から明らかなように、割れが発生する領域は入側板厚にも依存し、次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する範囲で割れが防止できる。したがってこの発明では、仕上圧延の第１スタンドでの圧延を、上式を満足するように行うものとした。
ところで、実際の生産工程において、スラブあるいはシートバーの内部温度を測定するのは容易ではない。しかしながら、ISIJ International.vol.31（1991）No.6,pp571−576に記述される方法によって、内部温度を評価することができ、これに基づいてこの発明に従う温度制御を行うことができる。なお、この発明において表面及び内部の温度は、上下面、幅及び長手方向で代表的な点を選べばよいが、一般には、冷却がより生じる上面の幅中央部での温度を用いることが望ましい。
【図面の簡単な説明】
図１は、熱間粗圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚に方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフである。
図２は、熱間仕上圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚み方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフであり、図2aは入側板厚が20mmの場合、図2bは入側板厚が40mmの場合、図2cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示す。
図３は、熱間仕上圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚み方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフであり、図3aは入側板厚が20mmの場合、図3bは入側板厚が40mmの場合、図3cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示す。
図４は、図２及び図３で示した結果を、初期板厚と割れ発生限界との関係に整理して示すグラフである。
図５は、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った実施例による割れ発生状況を初期板厚との関係で示すグラフである。
発明を実施するための最良の形態
実施例１
この実施例では粗圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.03wt％、Si:2.8wt％、Mn:0.065wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後、種々の水冷、空冷条件により鋼板厚み方向の温度分布を変化させて粗圧延第１スタンドで140mmから180mmの板厚範囲に圧下し、残り４スタンドの粗圧延により板厚50mmとした後、熱間仕上圧延を７スタンドでの圧下により行って板厚2.0mmの熱延板に仕上げた。
粗圧延第１スタンド圧下後における割れ観察結果を、この際の鋼板温度条件とともに表１に示す。
実施例２
この実施例では粗圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.08wt％、Si:3.3wt％、Mn:0.074wt％及びSe:0.021wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み240mmのけい素鋼スラブを、1420℃、30分間加熱後、種々の水冷、空冷条件により鋼板厚み方向の温度分布を変化させて粗圧延第１スタンドで140mmから200mmの板厚範囲に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした後、熱間仕上圧延を７スタンでの圧下により行って板厚2.6mmの熱延板に仕上げた。
粗圧延第１スタンドで圧下後における割れ観察結果を、この際の温度条件とともに表２に示す。
実施例３
この実施例では、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.054wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み50mmとし、次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:5kgf/cm2）を施すことにより表面温度を940℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する11mm深さの温度を1050℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は28mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例４
この実施例では、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.062wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1400℃、20分間加熱後、４スタンドの粗圧延により厚み35mmとし、次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:10kgf/cm2）を施すことにより表面温度を1030℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度を1100℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上げ圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の第１スタンド出側板厚は19mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
一方、比較例として、C:0.07wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.062wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1400℃、20分間加熱後、４スタンドの粗圧延により厚み30mmとし、次いでこの鋼板に高圧水スプレー（水圧:50kgf/cm2）を施すことにより表面温度を850℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度を970℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の第１スタンド出側板厚は14mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行った結果、7.2個/cm2の割れが生じた。
上述した実施例３、４及び比較例について、入側板厚t1と（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝との関係で整理して図５に示す。
実施例５
この実施例では、熱間粗圧延後、水冷を行わなずに仕上圧延を行った例を示す。
C:0.06wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.05wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1380℃、20分間加熱後、５スタンドの粗圧延により厚み40mmとした。
次いでこの鋼板に水冷を施すことなしに仕上圧延設備の第１スタンドにかみこませた。この第１スタンドかみこみ時における表面温度は1100℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度は1185℃であった。かかる仕上げ圧延として計７スタンドでの圧延を、スタンド間の冷却を通常よりも強い50kgf/cm2の水冷として行って最終板厚2.4mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例６
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で蒸気スプレーによる脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとし、次いでこの鋼板に蒸気スプレー（180℃、スプレー圧9kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行うとともに表面温度を960℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度を1150℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例７
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間でガススプレーによる脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとした。ここまでは実施例６と同一である。次いでこの鋼板にガススプレー（N2ガス、30℃、スプレー圧9kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行うとともに表面温度を1010℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度を1150℃に制御して第１スタンドにかみ込ませた。その後は実施例６と同様に、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例８
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で機械的手段による脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとした。ここまでは実施例６と同一である。次いでこの鋼板にブラシがけを施すことにより脱スケールを行った。引き続き仕上圧延の第１スタンドにかみこませたが、この時の表面温度は1030℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度は1160℃であった。その後は実施例６と同様に、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例９
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で保熱処理を行った例を示す。
C:0.03wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1450℃、20分間加熱後、５スタンドの粗圧延により厚み30mmとした。粗圧延後の鋼板温度は、表面で1250℃であった。
次いでこの鋼板を、熱間粗圧延設備と仕上圧延設備との間に設けた保熱設備を通過させた。この保熱設備は、鋼板の表裏面、及び両端縁部を取り囲む矩形断面になるものであり、ステンレス鋼の内張り（厚み0.8mm）が施された多孔質アルミナ（厚み20mm）断熱材よりなる。長さは60mである。なお、裏面側は、テーブルローラーのすき間を埋めるように設置した。
引き続いてこの鋼板を仕上圧延設備の第１スタンドにかみこませた。この第１スタンドかみこみ時における表面温度は1190℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する5mm深さの温度は1230℃であった。かかる仕上げ圧延として計６スタンドでの圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例10
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で加熱処理を行った例を示す。
C:0.02wt％、Si:3.35wt％、Mn:0.09wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1440℃、20分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み40mmとした。粗圧延後の鋼板温度は、表面で1170℃であった。
次いでこの鋼板を、熱間粗圧延設備と仕上圧延設備との間にて加熱処理を行った。この加熱処理は、輻射加熱法によるものあり、加熱条件は、15kW/m2で30秒であった。
かくして鋼板を仕上圧延設備の第１スタンドにかみこまる際の表面温度は1140℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度は1200℃であった。かかる仕上げ圧延として計７スタンドでの圧延を行って最終板厚2.2mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は24mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例11
この実施例では粗圧延第１スタンド及び仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1430℃、30分間加熱後、鋼板表面の温度を1340℃、表面から（tR1−tR2）/2深さ（tR1:第１スタンド入側板厚、tR2:第１スタンド出側板厚）に相当する20mm深さの温度を1410℃に制御して粗圧延第１スタンドで220mmの板厚に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした。次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:5kgf/cm2）を施すことにより表面温度を980℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度を1080℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計７スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例12
この実施例では粗圧延第１スタンド及び仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行い、かつ熱間粗圧延と仕上圧延との間で加熱処理を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1430℃、30分間加熱後、鋼板表面の温度を1340℃、表面から（tR1−tR2）/2深さ（tR1:第１スタンド入側板厚、tR2:第１スタンド出側板厚）に相当する20mm深さの温度を1410℃に制御して粗圧延第１スタンドで220mmの板厚に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした。ここまでは実施例11と同じである。
次いでこの鋼板に高圧水スプレー（水圧:50kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行ったところ。表面温度860℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度が1060℃になった。そこで、次に加熱処理として輻射加熱法により20kW/m2で７秒の条件で鋼板の加熱を行ったところ、表面温度は900℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度は1030℃になり、そのまま仕上圧延設備の第１スタンドにかみ込ませて、実施例11と同様に計７スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
産業上の利用可能性
この発明に従い、粗圧延又は／及び仕上圧延での第１スタンドにおける鋼板表面近傍の厚み方向温度分布を、該スタンドの入出側厚に応じて減少するように調整することにより、外観の不具合、占積率の低下、層間絶縁圧の低下を来すことのない、極めて表面性状の優れた一方向けい素鋼の製造ができるようになった。
また、熱間粗圧延と仕上圧延との間で冷却を行わなかったり、保熱処理や加熱処理を行うことにより、かかる調整を容易に行うことができる。
さらに、かかる調整に当たり、脱スケールのために行う高圧水噴射では、この発明で規定した条件を満たさないおそれがある場合には、低圧の水噴射や、水噴射に代えて蒸気スプレー、ガススプレーあるいは機械的手段によりスケールを行うことにより、かかる不都合なくして確実にこの発明を実施することができる。
この発明は、けい素鋼熱延板の製造方法、なかでも表面性状に優れるけい素鋼熱延板の製造方法に関する。
背景技術
方向性電磁鋼板は、変圧器、その他電気機器の鉄心材料として使用され、磁束密度が高く、かつ鉄損が低いことが要求される。これらの磁気特性は、圧延面に平行に｛110｝面、また圧延方向に沿って〈001〉軸を持つ、いわゆるゴス方位を主方向とする集合組織からなる２次再結晶組織を得ることによって達成される。
この目的のために、方向性電磁鋼板にはけい素を始めとする、種々の添加成分が加えられるが、その結果、加工性が低下し、特に熱間圧延による表面割れ及び表面疵が顕著に発生し易いことが知られている。この表面疵の程度の著しいものでは外観上の不具合にとどまらず、占積率の低下、層間絶縁性の低下等、特性の劣化につながるため、かかる表面割れや表面疵を如何に防止するかが製造工程上の重要な課題の一つとなっている。
従来、方向性電磁鋼板の熱間圧延工程での割れを低減させる方法として、特開昭61−9521号公報に示されるようにMo等の添加により粒界酸化を抑える方法、また特開平２−182832号公報、特開平３−115526号公報及び特開昭62−149815号公報に示されるように、再結晶により組織を細粒化させて割れを低減する方法等が開示されているが、いずれも抜本的な解決にはつながっていない。
さらには特開昭63−295044号公報のようにスラブ加熱中、高温での在炉時間に上限を設けてノロの発生を抑える方法などが提示されているが、いずれも操業上の制約を伴い生産性の低下につながるものである。
以上述べたように、けい素鋼における熱間圧延での割れを防止するための従来技術は、十分満足できる結果が得られていなかった。
発明の開示
この発明は、厚み方向での温度分布を制御することにより、圧延変形時の応力条件を改善して表面割れの発生を防止するという新たな観点により、表面割れの発生を効果的に防止して、表面性状の良好なけい素鋼熱延板を製造することのできる方法を提案することを目的とする。
さて、発明者らは、熱間の粗圧延及び仕上圧延時における各スタンド毎の鋼板厚み方向の温度分布と表面割れの発生状況との関係について、詳細な調査を行った結果、特に粗圧延又は／及び仕上圧延での第１スタンドでの鋼板厚み方向温度分布が、割れの発生頻度と特定の関係があることを見い出し、そこから鋼板厚み方向の温度分布を該スタンド入側及び出側板厚に応じて特定範囲内とする、この発明に至ったものである。
上記知見に立脚するこの発明の要旨構成は次のとおりである。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第１発明）。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第２発明）。
Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行い、かつ
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法（第３発明）。
第２発明又は第３発明のように、熱間仕上げ圧延の第１スタンドにおける鋼板厚み方向温度分布を制御する際には、鋼板表面の温度低下をできるだけ回避することが望まれる。そのために、熱間粗圧延後、水冷を行うことなしに熱間仕上げ圧延に供することが好ましい。
また、同様の理由から、第２発明又は第３発明において熱間粗圧延と仕上げ圧延との間に行う脱スケールは、水噴射による場合は水圧15kgf/cm2以下で行うことが、また、水噴射によらないで、蒸気スプレー、ガススプレー又は機械的手段により行うことが好ましい。
さらに、第２発明又は第３発明においては、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で、保熱処理や加熱処理を行うことが望ましい。
ところで、厚み方向での温度分布を規定した方法に関して特公平４−124218号公報には、粗圧延の最終スタンドにおいて、表面から板厚1/5深さまでの温度を1200〜1250℃に規定することにより、優れた磁気特性を得る方法が示されている。この方法は、組織の改善による磁気特性の向上を目的としたものであり、この発明で目指す表面割れについての改善効果は期待できない。
また、出願人が先に出願した特願平３−163391号明細書においては、粗圧延時にまず中心から2/5厚層までを1350℃以上の温度で圧延し、さらに最終パスで中心から2/5厚層までを1250℃以上、表層から1/5厚層までを1200℃で圧延する方法が提示されている。この方法は、特定の厚み層でのインヒビター析出について制御するものであり、割れの防止については何ら効果のあるものではない。
さらに特開平２−138418号公報では、スラブ加熱時の厚み方向温度分布を規定しているが、これは特定深さ領域でのインヒビター固溶を促進することが目的であり、この発明で企図する、割れの抑制には全く効果は認められないのである。
この発明により解決を図る、熱間圧延での表面割れや表面疵の原因については、試験機での圧延実験結果と応力解析結果からおおよそ以下のような原理であると考えられる。
すなわち、熱間粗圧延あるいは熱間仕上圧延の各スタンドかみこみ時における鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配が小さい場合には、材料は厚み方向にも、また圧延方向にも圧縮応力を受けて変形するが、逆に表面での冷却が大きく、温度勾配が大きい場合には厚み方向に圧縮、圧延方向に引っ張りの応力を受けて変形するため、割れの発生につながるのである。
この割れ発生の機構は、従来知られている融点近傍での粒界ぜい化とは全く異なる機構によるものである。
熱間粗圧延においては、この割れの発生が、最も表面温度が高くしかも組織的に弱い１スタンド目で顕著に生じる。一方、２スタンド目以降では、圧延の結果、厚み方向に温度分布が均等化することから割れの発生率が低下する。したがって、熱間粗圧延については１スタンド目での鋼板厚み方向の温度分布の制御が最も重要であることを見い出したのである。
次に、熱間仕上圧延についても、熱間粗圧延と同様と考えられるが、仕上圧延では、上記した割れの発生が、第１スタンド目でのかみこみ温度が800〜1000℃の範囲で特に増加している。この理由は明確ではないが、インヒビター成分がこの温度範囲内で粒界に析出し、粒界強度を低下させて粒界割れの発生を助長する一方、これ以上の温度範囲では上記インヒビター成分の析出が顕著でないため割れ発生の程度が減少するものと考えられる。かかる仕上圧延での割れは、１スタンド目入側での鋼片厚み方向の温度分布に密接に関係し、２スタンド目以降では、厚み方向での温度の均一化が進み、また組織の再結晶が生じるために、割れ感受性が低下する。したがって、仕上げ第１スタンド入側での鋼片厚み方向の温度分布をこの発明により制御することが、割れ防止に極めて重要である。
この発明に従い、表面から厚み方向に向かう温度勾配を減少させる具体的な手法としては、粗圧延第１スタンド又は／及び仕上げ第１スタンド前にて、冷却やスケール除去のための水流を減少さらには実質的に０にすること、放射による放熱を減少すること、水冷後、圧延までの時間を増すことによる復熱を図ること及び外部から加熱すること等の手段を単独あるいは複合で用いることなどがある。
けい素鋼においては、熱間粗圧延と仕上圧延との間において、脱スケール以外の目的でも積極的に水冷を行うことがしばしば行われている。というのは、過度の高温で仕上圧延を行った場合には、インヒビターの粗大析出及び集合組織の劣化が起こり、磁気特性に好ましくないからである。そのため、仕上圧延の前に水冷装置を設置して水冷を行う場合があるけれども、かかる水冷によってシートバー表面の温度が低下し、表面から厚み方向に向かう温度勾配がこの発明で規定した範囲を超えることが懸念される。これを回避するためには、熱間粗圧延後、実質的に水冷を行うことなしに熱間仕上圧延に供し、その代わりに仕上圧延スタンド間での冷却を強化して、温度を所望の値に制御すればよい。
また、けい素鋼においては、けい素を含む酸化スケールの生成が特に顕著であり、熱間粗圧延と仕上圧延との間においても新たなスケールが生成する。したがって、仕上げ圧延においてスケールをかみこむことに起因する欠陥を防止するためには、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で脱スケールを施すことが重要である。この脱スケール法として通常知られている方法は、高圧の水流の噴射によるものである。しかしながら、この方法では、シートバー表面の温度低下のうれいが著しい。そのために、この発明で所期した条件を満足し難い場合には、水流の水圧を低下することにより、この発明の目的を達成できる。水圧は、15kgf/cm2を超えると、冷却効果が急激に大きくなるため、15kgf/cm2以下であることが望ましい。
また、鋼板表面温度の低下を防ぐためには、水噴射による脱スケールを行わず、蒸気あるいは高圧ガスや圧縮空気等により脱スケールを行うことによっても、表面温度を低下させずに効果的に脱スケールが可能である。さらに、これらの脱スケール法では、脱スケールの効果が小さい少量の噴射時においても、周辺設備等からシートバー上に滴下して滞留する水を排除して、その影響を減少させることができるため、この点でも表面温度の低下を防止できる。さらに、ブラシ等により、機械的に脱スケールを行うことによっても、同様な効果が得られる。
鋼板表面温度の低下防止のためのより効果的な方法としては、粗圧延終了後、仕上圧延までに保熱処理を行うものがあり、例えば、ステンレス鋼板を内張りした断熱材よりなり、シートバーを覆うように構成された保熱設備を粗圧延設備−仕上げ圧延設備間に設置し、粗圧延を施したシートバーをこの保熱設備を通過させて仕上圧延に供することにより、放射による表面温度の低下を防止することができる。この効果は、仕上圧延直前で行うほど、また、長い距離にわたって設置するほど大きい。
最も効果的な方法は、熱間粗圧延−仕上圧延間で誘導加熱や電気輻射加熱等による鋼板加熱を実施して、鋼板表面温度を高めるものである。この方法は、設備価額としては若干上昇するものの、極めて安定した効果が得られるのである。
なお、以上述べた各種の手段は、単独であるいは複合して用いることができる。
次に、この発明の出発材であるけい素鋼スラブは、Si:2.0〜4.5wt％を含有するものである。Si量が2.0wt％より少ないと電気抵抗が低く、渦電流損失増大に基づく鉄損量が大きくなり、またこの発明による割れ低減の効果は明確に認められなくなる。一方。4.5wt％より多いと冷延の際にぜい性割れを生じ易いため2.0〜4.5％の範囲にする。
その他の成分については特に限定するものではないが、方向性電磁鋼板用の熱延板として代表的な成分組成を掲げると次のとおりである。
C:0.01〜0.1wt％、Si:2.0〜4.5wt％、Mn:0.03〜0.1wt％を含有し、さらにインヒビターとしてMnS,MnSe系の場合はＳ、Seの１種又は２種を0.01〜0.1wt％、AlN系の場合は、Al:0.01〜0.06wt％、N:0.003〜0.01wt％を含有する組成。ここに上記したMnS,MnSe系およびAlN系はそれぞれ併用が可能である。
インヒビター成分としては上記したS,Se,Alに他、Cu,Sn,Cr,Ge,Sb,Mo,Te,BiおよびＰなども有利に適合するので、それぞれ少量を併せて含有することもできる。
第１発明及び第３発明においては、熱間圧延の粗圧延に際して、第１スタンドの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うことが肝要である。
以下、かかる条件を解明するに至った実験について説明する。
C:0.03〜0.08wt％、Si:2.0〜4.5wt％、Mn:0.03〜0.08wt％及びSe:0.01〜0.05wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み160〜250mmのけい素鋼スラブを、1420℃,20分間加熱後、冷却条件を変えて粗圧延を施した。
粗圧延１パス後の鋼板観察面（1m2）内での単位面積当たりの割れの発生率を調査し、粗圧延第１スタンド入側板厚をtR1（mm）、粗圧延第１スタンド出側板厚をtR2（mm）としたときの、かみこみ時における表面温度TR0及び（tR2−tR1）/2深さでの温度TR1の測温結果から求めた式（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝の値との関係で図１に示す。なおこの式は、鋼板表面近傍における厚み方向の温度勾配を意味する。
図１より明らかなように、
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝
が10より大きくなると割れの発生が顕著となる。したがってこの発明では、粗圧延第１スタンドにおける圧延を、
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うこととした。
第２発明及び第３発明においては、熱間圧延の仕上圧延に際して、第１スタンドの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1に関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことが肝要である。
以下、かかる条件を解明するに至った実験について説明する。
C:0.03wt％、Si:2.8wt％、Mn:0.065wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後20mm、40mm、60mmの各板厚にまで粗圧延した後、冷却条件を変えて鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配を種々に変化させて仕上圧延を施した。
仕上圧延１パス後の鋼板観察面（100cm2）内での単位表面積当たりの割れの発生率を調査し、仕上圧延第１スタンドの入側板厚をtF1（mm）、出側板厚をtF2（mm）としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の測温結果から求めた式（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝の値との関係で、図２に示す。なお、同図について図2aは入側板厚が20mmの場合、図2bは入側板厚が40mmの場合、図2cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示している。
次に、C:0.056wt％、Si:3.24wt％、Mn:0.13wt％、Al:0.027wt％、N:0.008wt％及びS:0.007wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み240mmのスラブを、1300℃、30分間加熱後、20mm、40mm、60mmの各板厚範囲にまで粗圧延した後、冷却条件を変えて鋼板表面近傍での厚み方向の温度勾配を種々に変化させて仕上圧延を施した。
仕上圧延１パス後の鋼板観察面（100cm2）内での単位表面積当たりの割れの発生率を調査し、仕上圧延第１スタンドの入側板厚をtF1（mm）、出側板厚をtF2（mm）としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の測温結果から求めた式（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝の値との関係で図３に示す。なお、同図において図3aは入側板厚が20mmの場合、図3bは入側板厚が40mmの場合、図3cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示している。
図２及び図３で示された実験の結果を、入側板厚t1と（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝との関係で図４に示す。図４から明らかなように、割れが発生する領域は入側板厚にも依存し、次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する範囲で割れが防止できる。したがってこの発明では、仕上圧延の第１スタンドでの圧延を、上式を満足するように行うものとした。
ところで、実際の生産工程において、スラブあるいはシートバーの内部温度を測定するのは容易ではない。しかしながら、ISIJ International.vol.31（1991）No.6,pp571−576に記述される方法によって、内部温度を評価することができ、これに基づいてこの発明に従う温度制御を行うことができる。なお、この発明において表面及び内部の温度は、上下面、幅及び長手方向で代表的な点を選べばよいが、一般には、冷却がより生じる上面の幅中央部での温度を用いることが望ましい。
【図面の簡単な説明】
図１は、熱間粗圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚に方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフである。
図２は、熱間仕上圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚み方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフであり、図2aは入側板厚が20mmの場合、図2bは入側板厚が40mmの場合、図2cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示す。
図３は、熱間仕上圧延第１スタンドかみこみ時における素材厚み方向の温度勾配と割れ発生率との関係を示すグラフであり、図3aは入側板厚が20mmの場合、図3bは入側板厚が40mmの場合、図3cは入側板厚が60mmの場合をそれぞれ示す。
図４は、図２及び図３で示した結果を、初期板厚と割れ発生限界との関係に整理して示すグラフである。
図５は、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った実施例による割れ発生状況を初期板厚との関係で示すグラフである。
発明を実施するための最良の形態
実施例１
この実施例では粗圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.03wt％、Si:2.8wt％、Mn:0.065wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後、種々の水冷、空冷条件により鋼板厚み方向の温度分布を変化させて粗圧延第１スタンドで140mmから180mmの板厚範囲に圧下し、残り４スタンドの粗圧延により板厚50mmとした後、熱間仕上圧延を７スタンドでの圧下により行って板厚2.0mmの熱延板に仕上げた。
粗圧延第１スタンド圧下後における割れ観察結果を、この際の鋼板温度条件とともに表１に示す。
この実施例では粗圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.08wt％、Si:3.3wt％、Mn:0.074wt％及びSe:0.021wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み240mmのけい素鋼スラブを、1420℃、30分間加熱後、種々の水冷、空冷条件により鋼板厚み方向の温度分布を変化させて粗圧延第１スタンドで140mmから200mmの板厚範囲に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした後、熱間仕上圧延を７スタンでの圧下により行って板厚2.6mmの熱延板に仕上げた。
粗圧延第１スタンドで圧下後における割れ観察結果を、この際の温度条件とともに表２に示す。
この実施例では、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.054wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1420℃、20分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み50mmとし、次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:5kgf/cm2）を施すことにより表面温度を940℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する11mm深さの温度を1050℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は28mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例４
この実施例では、仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.062wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1400℃、20分間加熱後、４スタンドの粗圧延により厚み35mmとし、次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:10kgf/cm2）を施すことにより表面温度を1030℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度を1100℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上げ圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の第１スタンド出側板厚は19mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
一方、比較例として、C:0.07wt％、Si:3.1wt％、Mn:0.062wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1400℃、20分間加熱後、４スタンドの粗圧延により厚み30mmとし、次いでこの鋼板に高圧水スプレー（水圧:50kgf/cm2）を施すことにより表面温度を850℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度を970℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の第１スタンド出側板厚は14mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行った結果、7.2個/cm2の割れが生じた。
上述した実施例３、４及び比較例について、入側板厚t1と（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝との関係で整理して図５に示す。
実施例５
この実施例では、熱間粗圧延後、水冷を行わなずに仕上圧延を行った例を示す。
C:0.06wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.05wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1380℃、20分間加熱後、５スタンドの粗圧延により厚み40mmとした。
次いでこの鋼板に水冷を施すことなしに仕上圧延設備の第１スタンドにかみこませた。この第１スタンドかみこみ時における表面温度は1100℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度は1185℃であった。かかる仕上げ圧延として計７スタンドでの圧延を、スタンド間の冷却を通常よりも強い50kgf/cm2の水冷として行って最終板厚2.4mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例６
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で蒸気スプレーによる脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとし、次いでこの鋼板に蒸気スプレー（180℃、スプレー圧9kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行うとともに表面温度を960℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度を1150℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例７
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間でガススプレーによる脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとした。ここまでは実施例６と同一である。次いでこの鋼板にガススプレー（N2ガス、30℃、スプレー圧9kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行うとともに表面温度を1010℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度を1150℃に制御して第１スタンドにかみ込ませた。その後は実施例６と同様に、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例８
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で機械的手段による脱スケールを行った例を示す。
C:0.07wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％、S:0.02wt％、Al:0.024wt％及びN:0.008wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み220mmのけい素鋼スラブを、1410℃、45分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み60mmとした。ここまでは実施例６と同一である。次いでこの鋼板にブラシがけを施すことにより脱スケールを行った。引き続き仕上圧延の第１スタンドにかみこませたが、この時の表面温度は1030℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する13mm深さの温度は1160℃であった。その後は実施例６と同様に、計６スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.8mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は34mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例９
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で保熱処理を行った例を示す。
C:0.03wt％、Si:2.95wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1450℃、20分間加熱後、５スタンドの粗圧延により厚み30mmとした。粗圧延後の鋼板温度は、表面で1250℃であった。
次いでこの鋼板を、熱間粗圧延設備と仕上圧延設備との間に設けた保熱設備を通過させた。この保熱設備は、鋼板の表裏面、及び両端縁部を取り囲む矩形断面になるものであり、ステンレス鋼の内張り（厚み0.8mm）が施された多孔質アルミナ（厚み20mm）断熱材よりなる。長さは60mである。なお、裏面側は、テーブルローラーのすき間を埋めるように設置した。
引き続いてこの鋼板を仕上圧延設備の第１スタンドにかみこませた。この第１スタンドかみこみ時における表面温度は1190℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する5mm深さの温度は1230℃であった。かかる仕上げ圧延として計６スタンドでの圧延を行って最終板厚2.0mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例10
この実施例では、熱間粗圧延−仕上圧延間で加熱処理を行った例を示す。
C:0.02wt％、Si:3.35wt％、Mn:0.09wt％及びSe:0.015wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み200mmのけい素鋼スラブを、1440℃、20分間加熱後、３スタンドの粗圧延により厚み40mmとした。粗圧延後の鋼板温度は、表面で1170℃であった。
次いでこの鋼板を、熱間粗圧延設備と仕上圧延設備との間にて加熱処理を行った。この加熱処理は、輻射加熱法によるものあり、加熱条件は、15kW/m2で30秒であった。
かくして鋼板を仕上圧延設備の第１スタンドにかみこまる際の表面温度は1140℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する8mm深さの温度は1200℃であった。かかる仕上げ圧延として計７スタンドでの圧延を行って最終板厚2.2mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は24mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例11
この実施例では粗圧延第１スタンド及び仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1430℃、30分間加熱後、鋼板表面の温度を1340℃、表面から（tR1−tR2）/2深さ（tR1:第１スタンド入側板厚、tR2:第１スタンド出側板厚）に相当する20mm深さの温度を1410℃に制御して粗圧延第１スタンドで220mmの板厚に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした。次いでこの鋼板に水スプレー（水圧:5kgf/cm2）を施すことにより表面温度を980℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度を1080℃に制御して第１スタンドにかみ込ませて、計７スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
実施例12
この実施例では粗圧延第１スタンド及び仕上圧延第１スタンドにおける温度分布制御を行い、かつ熱間粗圧延と仕上圧延との間で加熱処理を行った例を示す。
C:0.04wt％、Si:3.20wt％、Mn:0.06wt％及びSe:0.022wt％を含有し、残部は実質的にFeよりなる厚み260mmのけい素鋼スラブを、1430℃、30分間加熱後、鋼板表面の温度を1340℃、表面から（tR1−tR2）/2深さ（tR1:第１スタンド入側板厚、tR2:第１スタンド出側板厚）に相当する20mm深さの温度を1410℃に制御して粗圧延第１スタンドで220mmの板厚に圧下し、残り３スタンドの粗圧延により板厚40mmとした。ここまでは実施例11と同じである。
次いでこの鋼板に高圧水スプレー（水圧:50kgf/cm2）を施すことにより脱スケールを行ったところ。表面温度860℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度が1060℃になった。そこで、次に加熱処理として輻射加熱法により20kW/m2で７秒の条件で鋼板の加熱を行ったところ、表面温度は900℃、表面から（tF1−tF2）/2深さ（tF1:第１スタンド入側板厚、tF2:第１スタンド出側板厚）に相当する10mm深さの温度は1030℃になり、そのまま仕上圧延設備の第１スタンドにかみ込ませて、実施例11と同様に計７スタンドでの仕上圧延を行って最終板厚2.6mmの熱延板を得た。なおこの際の、第１スタンド出側板厚は20mmであった。圧延後、表面の割れ観察を行ったが、割れは全く観察されなかった。
産業上の利用可能性
この発明に従い、粗圧延又は／及び仕上圧延での第１スタンドにおける鋼板表面近傍の厚み方向温度分布を、該スタンドの入出側厚に応じて減少するように調整することにより、外観の不具合、占積率の低下、層間絶縁圧の低下を来すことのない、極めて表面性状の優れた一方向けい素鋼の製造ができるようになった。
また、熱間粗圧延と仕上圧延との間で冷却を行わなかったり、保熱処理や加熱処理を行うことにより、かかる調整を容易に行うことができる。
さらに、かかる調整に当たり、脱スケールのために行う高圧水噴射では、この発明で規定した条件を満たさないおそれがある場合には、低圧の水噴射や、水噴射に代えて蒸気スプレー、ガススプレーあるいは機械的手段によりスケールを行うことにより、かかる不都合なくして確実にこの発明を実施することができる。
Claims (11)
- Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。 - Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。 - Si:2.0〜4.5wt％を含有するけい素鋼スラブを高温加熱して熱間粗圧延を施した後、熱間仕上圧延を施すけい素鋼熱延板の製造方法において、
上記熱間粗圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tR1（mm）、出側板厚tR2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TR0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tR1−tR2）/2（mm）深さでの温度TR1の関係で次式
（TR1−TR0）／｛（tR1−tR2）/2｝≦10（℃/mm）
を満足する条件で行い、かつ
上記熱間仕上圧延の際、第１スタンドでの圧延を、該スタンドの入側板厚tF1（mm）、出側板厚tF2（mm）、かみ込み時における鋼板の表面温度TF0（℃）及びかみ込み時における鋼板表面から（tF1−tF2）/2（mm）深さでの温度TF1の関係で次式
（TF1−TF0）／｛（tF1−tF2）/2｝≦10＋tF1/10（℃/mm）
を満足する条件で行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。 - 請求項２又は３において、熱間粗圧延後、水冷を行うことなしに熱間仕上圧延に供することを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項２又は３において、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間に行う脱スケールを、水圧15kgf/cm2以下の水噴射により行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項２又は３において、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で、水噴射によることなしに脱スケールを行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項６において、脱スケールを、蒸気スプレーにより行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱圧延の製造方法。
- 請求項６において、脱スケールを、ガススプレーにより行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項６において、脱スケールを、機械的手段により行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項２又は３において、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で、保熱処理を行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
- 請求項２又は３において、熱間粗圧延と熱間仕上圧延との間で、加熱処理を行うことを特徴とする表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法。
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