WO1994014549A1

WO1994014549A1 - Method of manufacturing hot rolled silicon steel sheets of excellent surface properties

Info

Publication number: WO1994014549A1
Application number: PCT/JP1993/001901
Authority: WO
Inventors: Mineo Muraki; Toshito Takamiya; Satoshi Koseki
Original assignee: Kawasaki Steel Corporation
Priority date: 1992-12-28
Filing date: 1993-12-27
Publication date: 1994-07-07
Also published as: DE69324801T2; EP0628359B1; EP0628359A4; KR950700134A; DE69324801D1; KR100222777B1; EP0628359A1; JP3574656B2; US5572892A

Description

明細書表面性状の優れたけい素鋼熱延板の製造方法技術分野

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 { 1 1 0 } 面、また圧延方向に沿って〈 0 0 1 〉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つて達成される。

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 — 1 82832号公報: 特開平 3 - 1 1 5526号公報及び特開昭 62 - 1 498 1 5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つていない。

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 <

S i ： 2. 0 〜4. 5 wt %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 t _Ri (mm) 、出側板厚 t _R2 (mm) 、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_R。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _R】一 t _K2) / 2 (關）深さでの温度 T _{R 1}の関係で次式

(T_R) - T_R0) / { ( t _R1 - t _R2) / 2 } ≤ 10 (°C/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 〜4.5 wt%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 t _F1 (mm) 、出側板厚 t _F2 (mm) 、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_F。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _F1— t _F2) / 2 (匪）深さでの温度 T_F,の関係で次式

(Τ Ρ, - T FO) / { ( t F> - t _F2) / 2 } ≤ 10 + t F,/ 10

(°cz匪)

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 〜4.5 wt%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、該ス夕ンドの入側板厚 t _R1 (mm) 、出側板厚 t _R2 (麵）、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_R。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _{R 1}— t _K2) / 2 (匪）深さでの温度 T_R】の関係で次式

( T _{R 1} - T RO) / { ( t _{R 1} - t _R2) / 2 } ≤ 10 (°C/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 t _F】（匪）、出側板厚 t _F2 (mm) 、かみ込み時における鋼板の表面温度 T FO (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _{F 1}— t _F2) / 2 (隨）深さでの温度 T _F,の関係で次式

( T F I - T FO) / { ( t _{F )} - t P₂) / 2 } ≤ 10 + t F,/ 10 CC/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 ス夕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、実質的に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 — 1 2421 8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 1 200〜 1 250 °C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 — 1 63391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 1 350 °C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 で以上、表層から 1 /5 厚層までを 1 200 °C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夕一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 — 1 3841 8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ィンヒビ夕一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夕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せ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 〜 1 000°C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 ス夕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 Z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、インヒビ夕一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、 1 5kgf /cm ² を超えると、冷却効果が急激に大きくなるため. 1 5kg f / cm ² 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つても、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卜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つても、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、シートバ一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一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 -仕上圧延問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、 S i : 2. 0 〜4. 5 w t署を含有するものである。 S i量が 2. 0 wt %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、 4.5 wt%より多いと冷延の際にせ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— 0.1 wt%. Si ： 2.0 〜4.5 wt%、 Mn： 0.03—0.1 wt %を含有し、さらにインヒビ夕一として MnS， MnSe 系の場合は S、 Seの 1 種又は 2種を 0.01〜0, 1 wt%、 A1N 系の場合は、 A1 ： 0.01〜0.06wt%、 N ： 0.003 〜0. Olwt %を含有する組成。ここに上記した MnS， MnSe 系およ.び A1N 系はそれぞれ併用が可能である。

インヒビ夕一成分としては上記した S， Se, A1の他、 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、該ス夕ンドの入側板厚 t R, (匪）、出側板厚 t _R2 (關）、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_R0 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から

( t _{R ]} - t _R2) / 2 (mm) 深さでの温度 T_R,の関係で次式

( T_{R 1} - TRO) / { ( t _{R J} - t _R2) / 2 } ≤ 10 (⁰C/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 _t C ： 0.03〜0, 08wt 6、 Si ： 2.0 〜4.5 wt%、 Mn： 0.03〜0.08 wt 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 〜250 隱のけい素鋼スラブを、 1420°C， 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（ 1 m²) 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 t _κ,

(mm) 、粗圧延第 1 スタンド出側板厚を t _R2 (mm) としたときの、かみこみ時における表面温度 T _R。及び（ t R ₂— t _R , ) / 2 深さでの温度 T_{R 1}の測温結果から求めた式（T_{K 1}一 T_R0) / {

( t _{R ]} - t _R2) Z 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、

( T _{R I} - T RO) / { ( t R, - t _R2) / 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、

( T _{R )} - T RO) / { ( t _{R 1} - t _R2) / 2 } ≤ 10 ("C/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 t _F, (mm) 出側板厚 t _F2 (讓）、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_F0 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から

( t _{F 1} - t _F2) / 2 (mm) 深さでの温度 T_F,の関係で次式

( T F i - T FO) / { ( "】 - "₂) / 2 } ≤ 10 十 "〗 Z 10 (で /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 ： 2.8 wt%, Mn： 0.065 wt%及び Se： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 mmのけい素鋼スラブを、 1420°C、 20分間加熱後 20mm、 40議、 60襲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 1: _F】 (mm) 、出側板厚を t F 2 (mm) としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度 T _F。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _{F 1}— t _{F 2}) / 2 (mm) 深さでの温度 T _F, の測温結果から求めた式（T _{F I}— T _F。） / { ( t P , - t F ₂ ) / 2 } の値との関係で、図 2に示す。なお、同図において図 2 a は入側板厚が 20mmの場合、図 2 b は入側板厚が 40匪の場合、図 2 c は入側板厚が 60mmの場合をそれぞれ示している。

次に、 C ： 0.056 wt 、 Si ： 3.24wt%、 Mn ： 0.13wt%, A1 ： 0.027 wt%、 N ： 0.008 wt%及び S ： 0.007 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 240 譲のスラブを、 1300°C、 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 ス夕ンドの入側板厚を t _F】 (mm) 、出側扳厚を t F 2 (關）としたときの、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_F。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _F】一 t _F2) (mm) 深さでの温度 T_{F I} の測温結果から求めた式（ T _F】一 T _F。） / { ( t P , - t _F2) / 2 } の値との関係で図 3に示す。なお、同図において図 3 a は入側板厚が 20隨の場合、図 3 b は入側板厚が 40mmの場合、図 3 c は . 入側板厚が 60關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 t , と ( T F > - T F o ) / { ( t 】一 t _F 2 ) / 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

( T F> - T F O) / { ( t F ! - t _F2) / 2 } ≤ 10 + t _{F I}/ 10 C/mm)

を満足する範囲で割れが防止できる。したがつ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、スラブあるいはシ一卜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 に詳述される方法によって、内部温度を評価することができ、これに基づぃ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 2 a は入側板厚力く 20mmの場合、図 2 b は入側板厚が 40mmの場合、図 2 c 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 3 a は入側板厚が 20mmの場合、図 3 b は入側板厚が 40匪の場合、図 3 c は入側板厚が 60園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つ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'夕ンドにおける温度分布制御を行った例を示す。

C ： 0.03wt%、 Si ： 2.8 wt%、 Mn ： 0.065 wt%及び Se ： 0.022 _wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 匪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 140 龍から 180 匪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 2.0 難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。

表 1

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 ： 3.3 wt%、 Mn： 0.074 wt%及び Se： 0.021 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 240 譲のけい素鋼スラブを、 1420で、 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 140 mmから 200 mm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 40删とした後、熱間仕上圧延を 7スタンドでの圧下により行って板厚 2.6 mm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。

表 2

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 ： 3.1 wt%、 Mn： 0.054 wt%及び Se： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 mmのけい素鋼スラブを、 1420°C、 20分間加熱後、 3 スタンドの粗圧延により厚み 50咖とし、次いでこの鋼板に水スプレー（水圧： 5 kgf/cm² ) を施すことにより表面温度を 940 で、表面から

( t _{F 1} _ t _F2) Z 2深さ（ t _{F 1} : 第 1 スタンド入側板厚、 t F 2

：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 11誦深さの温度を 1050°C 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 2.0 關の熱延板を得た。なおこの際の、第 1 スタンド出側板厚は 28i i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 ： 3.1 wt%、 Mn ： 0.062 wt%及び Se ： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 mmのけい素鋼スラブを、 1400°C、 20分間加熱後、 4 ス夕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： 10 kgf/cm² ) を施すことにより表面温度を 1030°C、表面から

( t F,— t _{F 2}) Z 2深さ（ t _{F 1} ：第 1 スタンド入側板厚、 t F2

：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 8誦深さの温度を 1100°C 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 2.6 mmの熱延板を得た。なおこの際の第 1 スタンド出側板厚は 19隨であった。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 ： 3.1 wt%、 Mn ： 0.062 wt%及び Se ： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 mmのけい素鋼スラブを、 1400°C、 20分間加熱後. 4 スタンドの粗圧延より厚み 30隱とし、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 °C、表面から（ t _F,— t _F2) 深さ（ t _{F 1} : 第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 8 mm深さの温度を 970 °C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 2.0 mm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、入側板厚と ( T _{R ]} - T RO) / { ( t _{R 1} - t _R2) / 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%、 n： 0.05wt%及び Se： 0.015 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 關のけい素鋼スラブを、 1380で、 20分間加熱後、 5 スタンドの粗圧延により厚み 40關とした。

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て、表面から（ t _F,— t _{F 2}) ノ 2深さ（ t _{F 1} ：第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 10mm深さの温度は 1185°Cであつた。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 2.4 讓の熱延板を得た。なおこの際の、第 1 スタンド側板厚は 20隨であった。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つた。

実施例 6

この実施例では、熱間粗圧延一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 ： 0.024 wt%及び N ： 0.008 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 220 mmのけい素鋼スラブを、 1410^DC、 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 °C、スプレー圧 9 kgf/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 °C\ 表面から（ t _{F 1}— t _{F 2}) Z 2深さ（ t _{F 1} : 第 1 スタンド入側板厚、 t F 2

：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 13mm深さの温度を 1150°C 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 2.8 mm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、熱間粗圧延一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 : 0.024 wt%及び N ： 0.008 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 220 關のけい素鋼スラブを、 1410°C、 45分間加熱後、 3スタンドの粗圧延により厚み 60隨とした。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°C、スプレー圧 9 kgf/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°C、表面から（ t F ,— t _F2) . 深さ（ t _F】：第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 13mm深さの温度を 1150°Cに制御して第 1 ス夕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 2.8 画の熱延板を得た。なおこの際の、第 1 スタンド出側板厚は 34隨であつた。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 ： O. U6wt%、 S ： 0.02wt%. Al ： 0.024 wt%及び N ： 0.008 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 220 mmのけい素鋼スラブを、 1410°C、 45分間加熱後、 3スタンドの粗圧延により厚み 60mmとした。ここまでは実例 .6 と伺である。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で、表面から ( t _F】一 t _P2) 2深さ（ t _{F 1} ：第 1 スタンド入側板厚、 t _{F 2} ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 13隱深さの温度は 1160°C 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 2.8 mm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つた例を示す。

C ： 0.03wt%、 Si ： 2.95wt%、 Mn： 0.06wt%及び Se： 0.015 _wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 260 固のけい素鋼スラブを、 1450°C、 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°Cであつた。

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 0.8 mm) 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 °C、表面から（ t _F )— t _{F 2}) 2深さ（ t _{F 1} : 第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 5隱深さの温度は 1230°C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 2.0 mmの熱延板を得た。なおこの際の、第 1 スタンド出側板厚は 20關であった。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 1 0

この実施例では、熱間粗圧延 -仕上圧延間で加熱処理を行つた例を示す。

C ： 0.02wt%、 Si ： 3.35wt% , Mn： 0.09wt%及び Se： 0.015 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 200 mmのけい素鋼スラブを、 1440°C、 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°Cであつた。

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°C、表面から（ t _{F 1}— t _{F 2}) Z 2深さ（ t _F , ：第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 8 mm深さの温度は 1200°Cであつた。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 2.2 隨の熱延板を得た。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つた。

実施例 1 1

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： 0.06. wt%及び Se： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 260 mmのけい素鋼スラブを、 1430^DC、 30分間加熱後、鋼板表面の温度を 1340て、表面から（ t _R】一 t _R2) Z 2深さ ( t _{R 1 :} 第 1 スタンド入側板厚、 t _R2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 20圆深さの温度を 1410°Cに制御して粗圧延第 1 スタンドで 220 隱の板厚に圧下し、残り 3スタンドの粗圧延により板厚 40隱とした。次いでこの鋼板に水スプレー（水圧： 5 kgf/cm² ) を施すことにより表面温度を 980 °C、表面から（ t _{F 1}— t _F2) / 2深さ（ t _F, ：第 1 スタンド入側板厚、 t _F2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 10難深さの温度を 1080°C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つて最終板厚 2.6 mm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であつた。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 1 2

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、かつ熱閭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： 0.06 wt%及び Se： 0.022 wt%を含有し、残部は実質的に Feよりなる厚み 260 mmのけい素鋼スラブを、 1430°C、 30分間加熱後、鋼板表面の温度を 1340で、表面から（ t _R】一 t _R2) Z 2深さ ( t _{R 1} ：第 1 スタンド入側板厚、 t _R2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 20隨深さの温度を 1410°Cに制御して粗圧延第 1 スタンドで 220 mm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 1 1 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 。C、表面から（ t _F,— t _F2) Z 2深さ（ t _{F 1} : 第 1 スタンド入側板厚、 t _F 2 ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 1 Omtn深さの温度が 1 060 °C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/m ² 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 て、表面から（ t F , — t _{F 2} ) Z 2深さ（ t _{F 1} ：第 1 ス夕ンド入側板厚、 t _{F 2} ：第 1 スタンド出側板厚）に相当する 1 0 mm深さの温度は 1 030°Cになり、そのまま仕上圧延設備の第 1 ス夕ンドにかみ込ませて、実施例 1 1 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. 6 mmの熱延板を得た。なおこの際の、第 1 スタンド出側板厚は 20圆であった。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板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

求の範囲

1. Si ： 2.0 〜4.5 wt%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 t _R, (議）、出側板厚 t _R2 (mm) 、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_R。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _R】— t _R2) / 2 (匪）深さでの温度 T _R,の関係で次式

( Τ κ, - Τ κο) / { ( t R, - t _R2) / 2 } ≤ 10 (て/ 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。

2. Si ： 2.0 〜4.5 wt%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、該ス夕ンドの入側板厚 t Γ > (删）、出側扳厚 t F 2 (譲）、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_F。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _F1— t _F2) Z 2 (隱）深さでの温度 T_F, の関係で次式

(T F l - T F o ) / { ( t F ! - t _F2) / 2 } ≤ 10 + t F > / 10

CC/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。

3. Si ： 2.0 〜4.5 wt%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 t _{R 1} (讓）、出側板厚 t _R2 (mm) 、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_R。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t R】— t _{R 2} ) / (mm) 深さでの温度 T R ,の関係で次式

( T _{R 1} - T RO) / { ( t R, - t _R2) / 2 } ≤ 10 (°C/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、該ス夕ンドの入側板厚 t _F】 (mm) 、出側板厚 t F 2 (隨）、かみ込み時における鋼板の表面温度 T_F。 (°C) 及びかみ込み時における鋼板表面から（ t _{F 1}— t _F2) Z 2 (mm) 深さでの温度 T_{F 1} の関係で次式

( T F i - T FO) / { ( t _{F 1} - t F ₂ ) / 2 } ≤ 10 + t _{F 1}/ 10 (°C/mm)

4. 請求項 2又は 3 において、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。

5. 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延板の製造方法。 . 請求項 6 において、脱スケ τ·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 ο

0 . 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。 1 . 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。