JP3345540B2

JP3345540B2 - 方向性電磁鋼板の製造方法

Info

Publication number: JP3345540B2
Application number: JP00028596A
Authority: JP
Inventors: 芳宏尾崎; 峰男村木; 清若林; 哲雄峠; 勇岩城; 光正黒沢; 恒中野; 敏樹蛭田; 正法北浜; 博吉田; 征雄鑓田
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1995-06-30
Filing date: 1996-01-05
Publication date: 2002-11-18
Anticipated expiration: 2016-01-05
Also published as: JPH0970602A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、方向性電磁鋼板
の製造方法に関し、特に、方向性電磁鋼板用スラブの熱
間圧延に際して耳割れを軽減することのできる方法を提
案しようとするものである。

【０００２】

【従来の技術】方向性電磁鋼板は、主として変圧器その
他の電気機器の鉄心として用いられ、かかる用途に適合
すべく磁束密度、鉄損値等の磁気特性に優れることが基
本的に重要である。そのため、方向性電磁鋼板の製造の
際に重要なことは、いわゆる仕上焼鈍工程により二次再
結晶をさせた結晶粒の方位を、｛１１０｝〈００１〉方
位、いわゆるゴス方位に高度に集積させることである。

【０００３】このような二次再結晶粒の集積を効果的に
促進させるためには、第１に、一次再結晶粒の成長を選
択的に抑制する、インヒビターと呼ばれる分散相を、均
一かつ適正なサイズで形成することが重要である。かか
るインヒビターとしてはMnS、MnSe、AlN 、VN等のよう
に硫化物、セレン化合物、窒化物で、しかも鋼中への溶
解度が極めて小さい物質が用いられる。このため、従来
から、熱間圧延前のスラブ加熱においては、高温加熱を
行ってインヒビターを完全に固溶させ、熱間圧延工程以
降の二次再結晶までの過程でこのインヒビターを微細分
散析出させる方法がとられている。なお、Sb、Sn、As、
Pb、Ce、Cu及びMo等の粒界偏析型元素もインヒビターと
して利用されいてる。

【０００４】上述した二次再結晶粒の集積を効果的に促
進させるための第２の条件としては、１回又は２回以上
の冷間圧延と１回又は２回以上の焼鈍との組み合わせに
より形成される一次再結晶粒を、板厚全体にわたって適
切な大きさでしかも均一な結晶粒にすることが重要であ
る。

【０００５】上記した２つの条件を満足することが重要
であることは周知のとおりであり、そのために従来、方
向性電磁鋼板を製造するための一般的な製造工程では、
厚み100 〜300 mmのスラブを1250℃以上の温度で加熱し
てインヒビター成分を完全に固溶させた後、熱延板と
し、次いでこの熱延板を１回又は中間焼鈍を含む２回以
上の冷間圧延によって最終板厚とし、その後は脱炭焼鈍
を行い、焼鈍分離剤を塗布してから二次再結晶及び純化
を目的として最終仕上焼鈍を施している。

【０００６】近年は、省エネルギー化ヘの要請が一層強
まり、方向性電磁鋼板に対する高磁束密度化、低鉄損化
のニーズも一層増してきた。これらの要請に応えるため
に、方向性電磁鋼板の製造方法においては、製品板厚の
低減、高Si化、さらには二次再結晶後の鋼板にレーザー
光、プラズマジェットの照射や溝形成等よって磁区を直
接的に細分化し低鉄損を図る方法が採られるようになっ
た。また、２種以上のインヒビターを複合して添加し、
粒成長抑制力を高めることも行われ、さらには冷間圧延
工程にて板温を高めた、いわゆる温間圧延が行われたり
するようになった。これらの技術及びその進歩により、
極めて良好な磁気特性を有する製品が得られるようにな
った。

【０００７】ところで、方向性電磁鋼板は、上述のよう
な磁気特性ばかりでなく、安価な供給も強く望まれてお
り、かかる高級品を歩留まり良く製造することが製造者
サイドにおいて重要な課題となっている。かかる歩留ま
り向上という観点から熱間圧延時においては、表面性状
もさることながら、熱延板エッジ部の耳割れの発生を如
何に防止するかが重要な課題となっている。

【０００８】方向性電磁鋼板製造時の熱間圧延工程にお
ける耳割れを防止する技術については、既に数多くの開
示がある。例えば、特開昭５５−６２１２４号公報、特
開昭６１−９６０３２号公報、特開昭６０−１４５２０
４号公報、特開昭６１−７１１０４号公報、特開昭６０
−２００９１６号公報、特開昭６２−１９６３２８号公
報、特開平５−１３８２０７号公報、特開平３−１３３
５０１号公報、特開平３−２４３２４４号公報、特開昭
６１−３８３７号公報等に記載されている。

【０００９】上掲した公報のうち、特開昭５５−６２１
４２号公報では、仕上熱間圧延中の温度低下を220 ℃以
内にするという方法が開示されている。しかし、この方
法のように仕上圧延の開始から終了までの温度をかかる
範囲に規制したとしても、粗圧延時や仕上圧延の前段で
発生する耳割れに対する防止効果は得られなかった。ま
た、前掲特開昭６１−９６０３２号公報に記載の方法
も、実質的には仕上圧延以降の圧下率を制御する方法で
あり、同様に粗圧延時や仕上圧延の前段で発生する耳割
れ防止効果は得られなかった。

【００１０】一方、前掲した公報のうち、特開昭６０−
１４５２０４号公報、特開昭６１−７１１０４号公報、
特開昭６０−２００９１６号公報、特開昭６２−１９６
３２８号公報、特開平５−１３８２０７号公報等に記載
された方法は、熱間圧延中のシートバーの側面の形状を
整えることで耳割れを防止する方法である。すなわち、
側面の形状が悪い場合には粗大に成長した結晶の粒界部
でノッチ状の凹部が生じ、これが耳割れの起点となるこ
とから、側面の形状を整えることによって耳割れ防止を
図るものであり、多少の効果は見られた。しかしなが
ら、特開昭６０−１４５２０４号公報、特開昭６２−１
９６３２８号公報をはじめとしたこれらの方法におい
て、特に熱間仕上圧延１パス目の出側で幅圧下を行う場
合には、耳割れ防止効果は少なく、熱間圧延の生産性が
重視されるようなった今日では、十分満足できなかっ
た。とりわけ熱間粗圧延から仕上圧延前段における耳割
れに対してはほとんど効果が見られなかった。

【００１１】また、前掲特開昭６０−１４５２０４号公
報、特開昭６１−７１１０４号公報、特開昭６２−１９
６３２８号公報、特開平５−１３８２０７号公報に開示
の方法のように熱間仕上圧延の入側で幅圧下を行う場合
には、上述のような熱間仕上圧延の出側で幅圧下を行う
場合に比べると耳割れ防止の効果はより大きい。しかし
ながら、熱間仕上圧延の第１パスの直前で鋼材の側面は
エッジングロールとの接触により抜熱されることが避け
られず、そのためシートバーは幅方向にもまた長手方向
にも局部的な温度不均一を生じる結果となり、これが耳
割れを助長するために安定して耳割れを防止するには至
らなかったのである。

【００１２】さらに、特開昭５４−３１０２４号公報に
記載されているように熱間粗圧延の最終圧下率を規制す
る方法、前掲特開平３−１３３５０１号公報に記載され
ているようにスラブを加熱後に幅圧下、水平圧下を施す
方法、前掲特開平３−２４３２４４号公報に記載されて
いるようにスラブ鋳込み組織を制御する方法及び特開昭
６１−３８３７号公報に記載されているようにスラブ断
面形状を特殊形状にする方法等についても、それぞれ耳
割れに対して多少の効果はあるものの、かかる効果は粗
圧延時に幅圧下する方法に比べて小さく、粗圧延時の幅
圧下方法に大きく左右されるため、有効な方法とはいえ
なかった。

【００１３】一方、粗圧延時において幅圧下を行う耳割
れ防止方法に関してもいくつか提案されている。例え
ば、前掲特開昭６０−２００９１６号公報においては粗
圧延時に５〜40％の幅圧下を行うことを提案している。
確かにかかる方法により、熱延時には耳割れ深さが20〜
40mmという大きな耳割れはなくなっている。しかしこれ
でもなお、10mm以上といった比較的大きな耳割れは残存
していた。

【００１４】

【発明が解決しようとする課題】この発明は、上述した
問題を有利に解決するのもので、方向性電磁鋼板の熱間
圧延時に発生する耳割れを、さらに効果的に低減するこ
とのできる方向性電磁鋼板の製造方法を提案することを
目的とする。

【００１５】

【課題を解決するための手段】発明者らは、方向性電磁
鋼板を製造するに当たり、熱延途中で耳割れが発生する
スタンド並びに熱延途中の材料の断面形状と熱延板の耳
割れ発生頻度及び割れ深さとの関係を詳細に調べた結
果、耳割れは、仕上圧延の前段で発生していることが明
らかとなった。そして、この耳割れは、粗圧延後のシー
トバーの断面形状と密接な相関があることも見出した。
すなわち、シートバー厚みが幅方向中央部よりも側縁部
（エッジ部）で厚いと耳割れの発生が少なく、かつ耳割
れ深さも小さくなるのである。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。

【００１６】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから熱
間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回又
は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板厚
に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍
分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程に
より方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧
延後のシートバーを、このシートバーの側縁部の厚みｔ
e (mm)とシートバーの幅方向中央部の厚みｔc (mm)との
関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にすることを特徴とする方向性電磁鋼板
の製造方法（第１発明）。

【００１７】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから熱
間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回又
は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板厚
に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍
分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程に
より方向性電磁鋼板を製造するに当たり、熱間粗圧延の
最終圧下の入側にて、幅圧下を圧下量30mm以上で行い、
かつこの最終圧下後、仕上圧延開始までの間にて、幅圧
下を圧下量20〜50mmの範囲で行うことを特徴とする方向
性電磁鋼板の製造方法（第２発明）。

【００１８】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから熱
間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回又
は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板厚
に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍
分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程に
より方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧
延の際、エッジャーロールによる幅圧下を３パス以上行
い、この幅圧下パスのうちの最終２パスの幅圧下量の平
均値を、それ以前のパスの幅圧下量の平均値よりも大き
くし、かつこの最終２パスの幅圧下量の平均値を25〜80
mmの範囲とすることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造
方法（第３発明）。

【００１９】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから熱
間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回又
は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板厚
に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍
分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程に
より方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧
延の際、エッジャーロールによる幅圧下を、そのときの
鋼板幅方向中央部の板厚との関係で、下記の式を満足す
る条件で行うことを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方
法（第４発明）。

【数２】記 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈＥ₁＞０，Ｅ₂＞０ここに、Ｅ，ｈはそれぞれ粗圧延機最終スタンドと仕上
圧延機第１スタンドとの間における幅圧下量（mm），幅
方向中央部の板厚（mm）、Ｅ₁，ｈ₁はそれぞれ粗圧延
機最終２スタンド間における幅圧下量（mm），幅方向中
央部の板厚（mm）、そしてＥ₂，ｈ₂はそれぞれ粗圧延
機最終から２スタンドと３スタンドとの間における幅圧
下量（mm），幅方向中央部の板厚（mm）。

【００２０】第１〜４発明において、熱間粗圧延の最終
スタンド出側におけるシートバー側面の温度を1050〜12
00℃にすることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方
法。（第５発明）

【００２１】第１〜５発明において、熱間粗圧延の最終
スタンド出側におけるシートバーの側面の長手方向にわ
たる温度差を100 ℃以内にすることを特徴とする方向性
電磁鋼板の製造方法（第６発明）。

【００２２】第１発明において、Ｃ量が0.05〜0.10mass
％の範囲でかつ仕上熱間圧延前のシートバー温度（ＦＥ
Ｔ）が1100℃以上の場合に、仕上圧延機入側での高圧水
を用いたデスケーリングを省略してシートバー表面温度
の温度降下を抑止することを特徴とする方向性電磁鋼板
の製造方法（第７発明）。

【００２３】第１発明又は第７発明において、Ｃ量が0.
05〜0.10mass％の範囲でかつ仕上熱間圧延前のシートバ
ー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上の場合に、仕上圧延機第
１スタンド入側あるいは入，出側でのストリップクーラ
ントを省略してシートバー表面温度の温度降下を抑止す
ることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法（第８発
明）。

【００２４】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから熱
間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回又
は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板厚
に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍
分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程に
より方向性電磁鋼板を製造するに当たり、熱間仕上圧延
の際、スタンド間張力を板全長にわたって３kgf/mm² 以
下で操業することを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方
法（第９発明）。

【００２５】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.5
mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱した後熱間
粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施して熱延コイルを得る
に当たり、上記熱間粗圧延後のシートバーを、このシー
トバーの側縁部の厚みｔe (mm)とシートバーの幅方向中
央部の厚みｔc (mm)との関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にし、かつ熱間仕上圧延の際、スタンド
間張力を板全長にわたって３kgf/mm² 以下で操業するこ
とを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法（第10発
明）。

【００２６】第10発明において、熱間仕上圧延機のワー
クロールへの冷却液の流量をロール軸方向で変化させ
て、ワークロールのサーマルクラウンを抑制することを
特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法（第11発明）。

【００２７】

【発明の実施の形態】以下、この発明に至る実験及びそ
の結果について具体的に説明する。（実験１）表１に示す成分組成を含む２種類の溶鋼を18
0 t 転炉及び真空脱ガス装置を用いて溶製し、連続鋳造
により厚み220 mm、幅1100mmのスラブとした。これらの
スラブをガス加熱炉で加熱後、予備圧延で200 mm厚と
し、さらに1400℃に誘導加熱してインヒビター成分の溶
体化を行った後、熱間粗圧延により45mm厚のシートバー
とした。このとき、シートバーの幅方向中央部と側縁部
（幅方向端部）の厚みを水平ロールシフトの制御と縦ロ
ールによる幅圧延により種々に異ならせ、これらの厚み
をオンライン計測器により測定した。引き続き熱間仕上
圧延を行い、2.4 mm厚の熱延板とした。これらの熱延コ
イルの全長にわたり側縁部（エッジ部）の耳割れ発生頻
度及び耳割れ深さ（エッジ部から幅方向中央へ向かう耳
割れの深さ）を調査した。これらの結果を、シートバー
の幅方向中央部、側縁部の厚みとの関係で図１a 及び図
１b に示す。

【００２８】

【表１】

【００２９】図１a 及び図１b より、シートバーの幅方
向中央部の厚みｔc と側縁部の厚みｔe との差が１mm以
上、すなわちｔe −ｔc ≧１（mm）のときに耳割れの発
生頻度が30個以下／100 m と低く、かつ耳割れ深さも10
mm以下と小さく、良好な結果が得られることわかる。

【００３０】次に、粗圧延後のシートバー断面形状を、
上記の如くｔe −ｔc ≧１mmの関係を満足させるために
は、粗圧延時に幅圧下を施すのが良いのでないかとの着
想から、かかる幅圧下のより好適な条件を見出すための
実験を以下のように行った。

【００３１】（実験２）Ｃ：0.060 mass％、Si：2.95ma
ss％、Mn：0.070 mass％、Se：0.014 mass％、Al：0.02
2 mass％及びＮ：0.0090mass％を含有する鋼を転炉及び
真空脱ガス装置を用いて溶製し、連続鋳造により厚み22
0 mm、幅1100mmのスラブとした。かかるスラブをガス燃
焼炉で加熱した後、予備圧延で200 mm厚とし、さらに14
00℃に誘導加熱してインヒビター成分の溶体化を行った
後、熱間粗圧延により45mm厚のシートバーとした。この
粗圧延の際、幅圧下ロールのロール間隙を種々の値に設
定して幅圧下を加えるとともに被圧延材の幅をオンライ
ン測定した。引き続いて仕上熱間圧延を行い2.4 mm厚の
熱延板とした。これらの熱延板コイルの全長にわたって
エッジ部の耳割れ発生の頻度及び割れ深さを観察した。
粗圧延スタンド前後での幅圧下量と耳割れ状況との関係
を図２a 及び図２b に示す。

【００３２】図２a 及び図２b より、粗圧延の最終水平
圧下前における幅圧下量が30mm以上、かつ粗圧延の最終
水平圧下後における幅圧下量が20mm以上50mm以下の場
合、特に耳割れ頻度が５個以下／100 m 、かつ耳割れ深
さが５mm以下と良好であることがわかる。

【００３３】次に、上述した実験２は幅圧下を２回行っ
たものであるが、幅圧下は３回以上行えるのではないか
との観点から、この幅圧下を３回以上行った場合に耳割
れを軽減することができる条件を見出すべく、以下の実
験を行った。

【００３４】（実験３）Ｃ：0.07mass％、Si：3.2 mass
％、Mn：0.08mass％、Se：0.016 mass％、Al：0.026 ma
ss％、Ｎ：80wtppm 、Sb：0.025 mass％及びCu：0.07ma
ss％を含む溶鋼を、180 t 転炉及び真空脱ガス装置を用
いて溶製し、連続鋳造により厚み220 mm、幅1100mmのス
ラブとした。かかるスラブをガス加熱炉で加熱後、予備
圧延で200 mm厚とし、さらに1400℃に誘導加熱してイン
ヒビター成分の溶体化を行った後、熱間粗圧延により45
mm厚のシートバーとした。この粗圧延の際にエッジャー
ロールにより幅圧下を行い、この幅圧下は３〜６パスの
４種類とし、各パスでの幅圧下量は種々に変えた。粗圧
延に引き続き仕上圧延を行い2.4 mm厚の熱延板とした。
これらの熱延コイルの全長にわたり側縁部の耳割れ深さ
を調査した。その結果を図３に示す。

【００３５】図３より、熱間粗圧延時の幅圧下（エッジ
ング）を３パス以上で行い、その最終２パスにおけるエ
ッジャーロールによる幅圧下量の平均値を25〜80mmと
し、かつこの最終２パスの幅圧下量の平均値がそれ以上
のパスの幅圧下量の平均値よりも大きくすることで、耳
割れ深さを安定して10mm以内に抑えることができること
が分かる。

【００３６】次に、幅圧下を３回以上行った場合に、よ
り好適な条件があるのではないかとの観点から以下の実
験を行った。

【００３７】（実験４）表１に示す成分を含む２種類の
鋼を180 t 転炉及び真空脱ガス装置を用いて溶製し、連
続鋳造より厚み220 mm、幅1100mmのスラブとした。これ
らのスラブをガス燃焼炉で加熱した後、予備圧延で200
mm厚とし、さらに1400℃に誘導加熱してインヒビター成
分の溶体化を行ったのち、熱間粗圧延で40mmのシートバ
ーとし、その際、パススケジュールも種々に変え、かつ
粗圧延設備に取り付けた各エッジャーロールの開度を変
えて幅圧下量を種々に変化させた幅圧下を加えるととも
に、板の中心部の厚み、板幅を随時オンラインで測定し
た。引き続いて仕上圧延を行い、2.4 mmの熱延板とし
た。

【００３８】これらの熱延板コイルの全長にわたってエ
ッジ部の耳割れ発生の頻度及び割れ深さを観察した。そ
の結果を最終３パスのパススケジュール及び幅圧下量と
ともに表２に示す。なお、幅圧下量とはエッジャーロー
ルに入る前の板幅とエッジャーロール通過後の板幅との
差である。

【００３９】

【表２】

【００４０】この表２の結果を整理して図４、図５に示
す。これらの図から、

【数３】 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈＥ₁＞０，Ｅ₂＞０ここに、Ｅ，ｈはそれぞれ粗圧延機最終スタンドと仕上
圧延機第１スタンドとの間における幅圧下量（mm），幅
方向中央部の板厚（mm）、Ｅ₁，ｈ₁はそれぞれ粗圧延
機最終２スタンド間における幅圧下量（mm），幅方向中
央部の板厚（mm）、そしてＥ₂，ｈ₂はそれぞれ粗圧延
機最終から２スタンドと３スタンドとの間における幅圧
下量（mm），幅方向中央部の板厚（mm）。の領域におい
て耳割れが、より生じにくいことがわかった。

【００４１】次に、既述の実験１の結果より得られたシ
ートバーの幅方向中央部の厚みｔcと側縁部の厚みｔe
との差が１mm以上、すなわちｔe −ｔc ≧１（mm）とい
う条件のなかで、耳割れ発生頻度の比較的高いものを解
析した結果、Ｃ量が0.05mass％以上でかつ熱延開始前の
シートバー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上のときに、耳割
れ発生頻度が若干高くなることが判明した。

【００４２】そこで、このような不利な条件でも十分な
耳割れ低減を達成できる条件を見出すべく実験を行った
ところ、仕上熱延前の冷却を抑制することで改善できる
ことが判ったので、その実験及び結果について以下に具
体的に説明する。

【００４３】（実験５）表３に示す組成の鋼を溶製し、
連続鋳造によりスラブとなし、誘導式の加熱炉で1430℃
で30分加熱後、実験１と同一の条件で粗圧延した。この
ときシートバーの幅方向中央と幅方向端部の厚み差は１
mm以上とした。次いで、仕上熱延をするに際し、仕上
熱延開始前のシートバー温度をそれぞれ所定の温度まで
空冷後、高圧水を用いてデスケーリングする条件、こ
の高圧水を用いたデスケーリングを省略した条件、さら
には仕上圧延機第１スタンド入側あるいは入，出側で
のストリップクーラントを省略した条件とを組み合わせ
て行った。かくして得られた熱延コイルの幅方向端部の
形状観察結果を表４に示す。

【００４４】

【表３】

【００４５】

【表４】

【００４６】表４より、Ｃ量が0.05mass％以上でかつ仕
上熱延開始前のシートバー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上
のときでも、仕上熱延機入り側の高圧水を用いたデスケ
ーリングを省略し、シートバー表面温度の温度降下を抑
止すること、及び／又は仕上熱延機第１スタンド入り側
あるいは入り出側のストリップクーラントを省略するこ
とで耳割れの発生頻度を低くかつ深さを小さいすること
ができることが判った。

【００４７】また、かかるデスケーリングやストリップ
クーラントの省略は、耳割れ防止のための従来技術のよ
うに、空冷を目的とするテーブルでのシートバー保持を
必要としないので生産性を阻害することなく能率向上に
もつながる。さらに、耳割れと同様に粒界割れが起因と
考えられる表面欠陥も、高温での急冷を避けることによ
り減少した。

【００４８】以上述べた実験結果のように、この発明に
よって耳割れ発生が抑えられる理由については、必ずし
も明らかではないが、およそ次のように考えられる。

【００４９】まず、第１発明に従い、シートバーの長手
方向に垂直な断面形状を制御してこのシートバーの側縁
部の厚みｔe (mm)とシートバーの幅方向中央部の厚みｔ
c (mm)との関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足するようにすることにより、耳割れの抑制効果が
得られる理由を述べると、前述したようにこの発明で問
題としている耳割れは、主に熱間仕上圧延の前段で発生
する。これは、方向性電磁鋼板を製造する場合には、ス
ラブ加熱温度が高く、圧延温度が高いために普通鋼に比
べて仕上圧延温度域では粒界が脆弱であることが原因で
あると考えられる。また、熱間粗圧延で耳割れが生じ難
いのは、電磁鋼がSiを含むため、それ自体変形抵抗が低
いこと、また、Siがフェライト（α相）形成元素のため
にオーステナイト（γ相）が生成しないか、生成しても
少量であること、さらに圧延温度がより高温であるため
に変形抵抗が小さく、圧延変形に要する応力が少ないこ
ともあるが、加えて、容易に粒内変形するために粒界に
大きな引張応力が働かない結果、粒界割れ、すなわち耳
割れが発生しないものと考えられる。

【００５０】このことから、熱間仕上圧延中、特に仕上
第１スタンド通過時にシートバーの側縁部に作用する引
張応力が耳割れの発生に関与していると考えられる。こ
の仕上第１スタンド通過前のシートバー断面形状を模式
的に図６に示す。仕上第１スタンド出側において、シー
トバーの厚みが、幅方向端部と幅方向中央部とで同じに
なり、仕上第１スタンド入側においてシートバー幅方向
中央部の厚みが幅方向端部の厚みに比べて大きい場合
（図６ｃ）には、圧延方向への伸びがシートバー幅方向
中央部で多く、幅方向端部では少なくなる。このためこ
のシートバー幅方向端部では幅方向中央部より強い引張
応力が働いて耳割れが発生し易くなる。逆に、仕上第１
スタンド入側においてシートバー幅方向中央部が幅方向
端部よりも薄い場合（図６ａ）には、圧延方向への伸び
がシートバー幅方向中央部で少なくなる。このためシー
トバー幅方向端部にかかる引張応力は小さくなり、耳割
れは生じにくい。

【００５１】また、シートバーの幅方向端部は、３面か
ら放熱することにより幅方向中央部よりも温度低下し易
く、それゆえ仕上圧延の際は局部的に変形抵抗が大きく
なって大きな張力がかかってしまう。特にこの幅方向端
部の厚みが薄い場合には端部温度の低下が著しく、この
傾向が助長される。したがって、シートバーの幅方向端
部すなわち側縁部の厚みを厚くすることは、この側縁部
の温度低下を少なくすることによる耳割れ抑止効果もあ
るものと考えられる。

【００５２】既に述べたように第１発明において、シー
トバーの側縁部の厚みｔe (mm)とシートバーの幅方向中
央部の厚みｔc (mm)との関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にする理由は耳割れ防止のためであり、
ｔe −ｔc の値が１mm未満の場合には、耳割れ防止の効
果が十分ではない。より好ましくは、ｔe −ｔcの値を
３mm以上とする。一方、ｔe −ｔc の値の上限について
は、特に限定するものではないが、あまりに大きな値に
なると形状不良になって圧延荷重の増大という弊害が生
じるおそれがあるため、10mm程度以下とするのが望まし
い。なお、熱間粗圧延後に、シートバーを第１発明に規
定するような形状にするための具体的手段としては、特
に限定されるものではないが、粗圧延機スタンドの入側
もしくは出側に設置された幅圧下ロールや幅プレス装置
を用いることが有効である。その他、水平ロールの形状
を変える、ロールシフトを制御する、スタンド間の張力
を制御する方法等も可能である。

【００５３】そこで第２発明においては、幅圧下を行う
ことによってシートバーを第１発明に規定するような形
状にするものとし、より好適な態様として熱間粗圧延の
最終圧下の入側で幅圧下を行い、さらにこの最終圧下後
仕上圧延開始までの間で幅圧下を行う。この熱間粗圧延
の最終圧下後、仕上圧延開始までの間での幅圧下は、割
れの発生する仕上圧延に先立って、シートバーの幅方向
端部の厚みを厚くしてエッジアップ形状にするという効
果があり、これが耳割れの防止に大きく寄与していると
考えられる。

【００５４】また、シートバーの側面に形状不良が存在
していると、この形状不良が耳割れの起点となる。した
がって、耳割れ防止のためには、シートバー側面の形状
を整えて割れの起点となるようなノッチ状の凹部をなく
すことが有効である。これは、熱間粗圧延の最終圧下の
前及び後の幅圧下のどちらでも期待できる効果である。

【００５５】つまり、第２発明では、シートバー側面の
ノッチ状凹部をなくすための粗圧延最終圧下前，後での
幅圧下と、仕上圧延スタンド前のシートバーをエッジア
ップ形状にするための粗圧延最終圧下後での幅圧下との
両方の相乗効果によって、優れた耳割れ防止効果が得ら
れたものと考えられる。

【００５６】ここに熱間粗圧延の最終圧下前での幅圧下
量が30mmに満たないと、シートバー側面整形の効果が十
分ではなくノッチ状の凹部が残るために、より優れた耳
割れ防止効果が得られない。なお、かかる熱間粗圧延の
最終圧下前での幅圧下は、側面整形をすることが主要な
目的であり、過度の幅圧下は必要でなく、幅圧下量が多
すぎると板の座屈や幅方向への板曲がり、偏圧延の原因
になりかねないので幅圧下量の最大限は70mm程度とする
のが好ましい。

【００５７】また、熱間粗圧延の最終圧下後では、板厚
が薄くなっているため、特開昭６１−７１１０４号公報
にも記載されているように幅圧下量が５mm以上であれば
側面の整形効果は得られるのであるが、耳割れ防止に有
効なエッジアップ形状を形成するのには十分ではなく、
幅圧下量は20mm以上が必要である。そして、幅圧下量が
50mmを超えた場合には、シートバーの幅方向端部が長手
方向にわたって波打ち形状となり、仕上圧延時には不均
一な応力がこの端部にかかるため、却って耳割れが発生
する。

【００５８】次に、第３発明においては、幅圧下を３回
以上行った場合に耳割れを軽減することができる条件に
ついて規定したものであり、上記熱間粗圧延の際、エッ
ジャーロールによる幅圧下を３パス以上行い、この幅圧
下パスのうちの最終２パスの幅圧下量の平均値を、それ
以前のパスの幅圧下量の平均値よりも大きくし、かつこ
の最終２パスの幅圧下量の平均値を25〜80mmの範囲とす
る構成になる。かかる構成が、耳割れ防止のために有効
である理由は以下のように考えられる。

【００５９】シートバーの幅方向端部の厚みを厚くして
エッジアップ形状にすることを主目的とした最終圧下後
の幅圧下の際は、耳割れ防止のためには圧下量が大きい
ことが好ましい。その一方で、この第３発明のように幅
圧下を３回以上行なう場合には、熱間粗圧延の最終圧下
前にシートバー側面の整形を主目的とした複数回の幅圧
下を加えることになる。かかる最終圧下前の複数回の幅
圧下の際は、各々の幅圧下量が第２発明のような最終圧
下前に幅圧下を一回行う場合に比べて少なくて済む。し
たがって、主としてシートバーの幅方向端部を肥厚化し
エッジアップ形状にすることにより耳割れを防止すると
いう観点からは、熱間粗圧延後の最終圧下後の幅圧下量
が、それ以前の幅圧下量に比べて相対的に大きくなる。
その結果、この幅圧下パスのうちの最終２パスの幅圧下
量の平均値を、それ以前のパスの幅圧下量の平均値より
も大きくするという第３発明の構成が、耳割れ防止に有
効であるのだと考えられる。

【００６０】かくして、第３発明において最終２パスに
おけるエッジャーロールの幅圧下量の平均値が25mmに満
たないと、シートバーのエッジ部の再結晶が進行しにく
くなり、粗大粒が残存する。このような場合には、粒界
部分で大きな凹状のノッチが生じ易く、結果的に耳割れ
の発生頻度が高くなる。また、エッジャーロールによる
形状矯正効果が小さくなるため十分な耳割れ効果が得が
たい。一方、エッジャーロールによる最終２パスの幅圧
下量の平均値が80mmを超えると、エッジ部で極端に盛り
上がる形状となって、形状不良になる。

【００６１】また、最終２パス以前のエッジャーロール
による幅圧下量の平均値そのものの値は、耳割れの発生
にはあまり影響を及ぼさないが、最終２パスの幅圧下量
の平均値はそれ以前のものよりも、大きいことが肝要で
ある。これは、最終２パスの幅圧下量の平均値を、それ
以前の幅圧下量の平均値よりも大きくすることで、主と
して仕上圧延前における形状矯正効果を大きくでき、こ
れが耳割れ防止に有効に寄与するためと考えられる。こ
のような幅圧下のためのパス回数は３回以上であれば、
特に制限はない。なお、形状矯正の点からは、粗圧延の
最終２スタンドでは圧延を行わずエッジングのみを行う
ことが、より効果的である。

【００６２】次に、第４発明では、幅圧下を３回以上行
った場合に、耳割れを軽減するためのより好適な条件に
ついて規定したものであり、上記熱間粗圧延の際、エッ
ジャーロールによる幅圧下を、そのときの鋼板幅方向中
央部の板厚との関係で、下記の式を満足する条件で行う
構成になる。

【数４】記 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈＥ₁＞０，Ｅ₂＞０ここに、Ｅ，ｈはそれぞれ粗圧延機最終スタンドと仕上
圧延機第１スタンドとの間における幅圧下量（mm），幅
方向中央部の板厚（mm）、Ｅ₁，ｈ₁はそれぞれ粗圧延
機最終２スタンド間における幅圧下量（mm），幅方向中
央部の板厚（mm）、そしてＥ₂，ｈ₂はそれぞれ粗圧延
機最終から２スタンドと３スタンドとの間における幅圧
下量（mm），幅方向中央部の板厚（mm）。

【００６３】上記第４発明の構成により、耳割れがより
効果的に抑制される理由については以下のように考えら
れる。

【００６４】上記した 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／
ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈの式は、粗圧延の最終スタンドと仕上
圧延の第１スタンドとの間において、それ以前の幅圧下
よりも相対的に大きな幅圧下を行うことを意味してい
る。このような幅圧下を行うと、仕上圧延前のシートバ
ー断面形状において幅方向端部の厚みが幅方向中央部の
厚みに比べて大きくなる。かくして、耳割れを抑制する
ことができる。

【００６５】この式ではシートバー厚みに対する幅圧下
量で表現している。これは、板厚が異なれば同じ圧下量
でもシートバーの断面形状に及ぼす効果が異なるからで
ある。つまり板厚が厚いと、大きな圧下量でもシートバ
ーはエッジアップ形状になり難い。

【００６６】このような式において、Ｅ₁及びＥ₂は正
の値を採る。つまり粗圧延機最終２スタンド間、及び粗
圧延機最終から２スタンドと３スタンドとの間で幅圧下
を行うことが必須である。これは、前述したようにシー
トバーの側面の形状を整えて耳割れの起点となるノッチ
状の凹部をなくすためである。詳述すると、被圧延板は
通常、圧延の際にその両側縁部には３軸応力が作用して
幅広がりになる。このとき、シートバーの両側縁部、す
なわち耳部の形状が不規則にうねっている場合、局部的
な応力集中が起こり、内部にクラックが生じやがて耳割
れの原因となる。そこでこの耳部の形状を矯正するため
に粗圧延途中で幅圧下を行う。かかる形状の矯正は、断
面形状の悪化が軽度のうちにこまめに行うのが望ましい
ため、この第４発明ではＥ₁及びＥ₂は正の値を採る。

【００６７】そして、粗圧延中は前述のように高温であ
るため変形抵抗が小さく、幅方向端部での引張応力は小
さい。したがって粗圧延中は耳割れが生じにくいためシ
ートバー厚みに対する上記Ｅ₁及びＥ₂の値は小さくて
もいい。粗圧延機最終２スタンド間や粗圧延機最終から
２スタンドと３スタンドとの間におけるシートバー断面
のエッジアップは、耳割れ防止の観点からは有効である
が、エッジアップ量が大き過ぎると引き続く圧延におい
てシートバー幅方向端部の応力状態が極端に不均一にな
るので却って割れが生じ易くなる。したがって、シート
バー厚みに対するＥ₁及びＥ₂の値は、 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈの関係を満足する範囲内にする。

【００６８】とはいえ、幅圧下量そのものでみれば、Ｅ
₁、Ｅ₂は板厚ｈ₁、ｈ₂がｈよりも厚いために、上記
の式を満足する範囲内で最終水平圧下後の幅圧下量Ｅよ
りも大きい値を採ることができる。それゆえに、シート
バーの側面の形状を整えて耳割れの起点となるノッチ状
の凹部をなくす作用を最大限に発揮させることができ
る。したがって、耳割れの抑制をより効果的に行うこと
ができるのである。

【００６９】次に、第５発明では、第１〜４発明のより
好ましい態様として熱間粗圧延の最終スタンド出側にお
けるシートバー側面の温度を1050〜1200℃にする。これ
は、図７に示すとおり、シートバー側面の温度が1050〜
1200℃の範囲では耳割れ深さが５mm以内であって、より
良好な結果が得られたためである。なお、この図７は、
先に述べた（実験１）において熱間粗圧延の最終スタン
ド出側のシートバー側面の温度を種々に異ならせた実験
の結果を示したものである。図７のような結果が得られ
た理由は、シートバー側面温度が1050℃未満の場合、イ
ンヒビターが粒界に粗大析出し、これを起点として割れ
が生じたものと推察される。一方、シートバー側面温度
が1200℃を超えると、エッジ部の結晶粒が粗大化してし
まい、粒界を起点として割れが生じたものと推察され
る。

【００７０】次に、第６発明では、第１〜５発明のより
好適な態様として熱間粗圧延の最終スタンド出側におけ
るシートバーの側面の長手方向にわたる温度差を100 ℃
以内にする。これは、図８に示すようにシートバーの側
面の長手方向温度差が100 ℃以内であれば、耳割れ深さ
が３mm以内と極めて良好なレベルになるためである。こ
のようにシートバー側面の長手方向温度差が100 ℃を超
えると耳割れが増大する理由は、かような場合、スラブ
に高温部、低温部が交互に配されることになるために、
熱間粗圧延時において既にこの高温部、低温部の変形抵
抗の違いにより割れが発生するからであると考えられ
る。なお、図８に示した実験結果は、先に述べた（実験
１）において、1400℃でスラブを誘導加熱後、熱間粗圧
延の開始前にエッジヒーターを作用させ、かつこのエッ
ジヒーターの出力を変化させることにより粗圧延後のシ
ートバーの側面温度をコントロールしたものである。こ
のようにシートバーの側面の長手方向温度差が100 ℃以
内にする具体的手段には、上記エッジヒーターを使用す
る方法の他に、エッジ部のプラズマ加熱、電子線加熱な
ど、シートバーエッジを長手方向に制御加熱する方法も
しくはシートバーの長手方向温度差が生じないようにス
ラブ加熱時の均一性を高める方法等いずれの方法でも構
わない。

【００７１】次に、第７発明及び第８発明では、Ｃ量が
0.05〜0.1 mass％の範囲でかつ仕上熱間圧延前のシート
バー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上という、耳割れが発生
し易い条件であっても耳割れを十分に抑制することがで
きる。かかるＣ量が0.05〜0.1 mass％の範囲でかつ仕上
熱間圧延前のシートバー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上の
条件では耳割れが発生し易い理由は、およそ以下のよう
に考えられる。

【００７２】前述したように熱間圧延の粗圧延直後で
は、まだほとんどα−γ変態が起こっていないと考えら
れるが、仕上熱間圧延前のシートバー温度（ＦＥＴ）が
1100℃以上では、α−γ変態は進行中であると考えられ
る。このような状態のときにシートバー表面が急速に水
冷されると、シートバー表面と内部とでの温度差に基づ
くγ分率の差が大きくなって表面と内部との変形抵抗に
差が生じるため、耳割れが助長されるものと考えられ
る。この傾向は、特に温度低下の起こりやすいシートバ
ーの側面近傍や、Ｃ含有量が高いものほどγ量が増し易
いために顕著になる。

【００７３】そこで、第７発明や第８発明では、シート
バー表面の水冷を回避し、具体的には、仕上圧延機入側
での高圧水を用いたデスケーリングを省略したり、仕上
圧延機第１スタンド入側あるいは入，出側でのストリッ
プクーラントを省略したりすることにより、シートバー
表面温度の温度降下を抑止して、上述した不利な条件の
場合でも耳割れを十分に抑制することができるのであ
る。

【００７４】次に第９発明について説明する。この第９
発明は、熱間仕上圧延時に生ずる耳割れの抑制を、この
熱間仕上圧延の際の張力を制御することにより達成する
ものである。

【００７５】すなわち、熱間圧延時の耳割れは、材質起
因、もしくはシートバーの幅方向側縁部に作用する張力
が大きくなってエッジ部の変形能を超える場合に生ずる
と考えられる。そして、この耳割れは、熱間仕上圧延機
の前段スタンドで、微小な割れが発生し、後段スタンド
では板厚が薄くなるために割れが拡大して、大きな耳割
れになるものと考えられる。

【００７６】ここに、熱間仕上圧延でシートバーを圧延
するに当たっては、シートバーの変形抵抗や温度等を基
に、予め圧下ロールの開度を設定する、いわゆる板厚セ
ットアップが実施される。したがって、この熱間仕上圧
延において、シートバーの変形抵抗や温度が予測と異な
っていると、予測圧延荷重の精度が悪化し、スタンド出
側での板厚誤差が大きくなる。この時マスフローのアン
バランスを招きスタンド間で過大な張力が発生すること
がある。特にシートバーの先端噛み込み部や後端部で問
題となり、また、定常部の圧延に際しても、温度誤差に
よる変形抵抗誤差から張力が変化することがあるために
問題となる。かかる過大な張力が、耳割れ発生の要因に
なると考えられる。

【００７７】この点、従来の技術である特開昭６１−９
６０３２号公報に開示された、延性の低下する930 〜11
50℃温度域での圧下率を50％に制限する方法では、上記
の耳割れを防止するには有効であるとはいえないばかり
か、圧下率を抑えているので熱延後の均一組織化を妨
げ、磁気特性が悪化することがあった。また、特開昭６
２−１９６３２８号公報に開示された、仕上圧延機の入
側、出側で幅圧下を行う方法では、仕上圧延機列の第１
スタンドで発生する耳割れに関しては若干の効果は認め
られるものの、第２スタンド以降の耳割れ発生について
はほとんど効果がなく、コイル全長にわたり耳割れを防
止することはできなかったのである。

【００７８】そこでこの第９発明は、熱間仕上圧延時に
生ずる耳割れの抑制を、この熱間仕上圧延の際、スタン
ド間張力を板全長にわたって３kgf/mm² 以下で操業する
ことによって達成する。

【００７９】以下に耳割れとスタンド間張力との関係を
実験的に求めた結果を述べる。Ｃ：0.05mass％、Si：3.
2 mass％、Mn：0.06mass％、Se：0.01mass％、Al：0.02
mass％及びＮ：0.007 mass％を含有する鋼を180 t 転炉
及び真空脱ガス装置を用いて溶製し、連続鋳造によって
厚み220 mm、板幅1100mmのスラブとした。これらのスラ
ブをガス燃焼炉で加熱した後、予備圧延で200 mm厚と
し、さらに1400℃に誘導加熱してインヒビターの溶体化
を行った後、熱間粗圧延で45mm厚のシートバーとした。
この粗圧延に引き続いて仕上圧延機により2.4 mmに仕上
げた。ここでコイルの長手方向中央部では故意にスタン
ド間張力を上昇させた。この仕上圧延の際における仕上
圧延設備の第１スタンドと第２スタンドとの間の実測張
力と耳割れ個数を対比して図９に示す。耳割れは割れの
深さ（エッジからの距離）が５mm以上のものを数えた。
図９から明らかなように板全長にわたって、スタンド間
張力と耳割れの発生個数とは良い相関があり、スタンド
間張力を小さくすることにより、耳割れの発生を防止す
ることが可能である。したがって第９発明においてはス
タンド間の張力を低下させることにより、エッジ部に作
用する張力を低下し、耳割れ発生が減少させることがで
きるものと推定される。

【００８０】図１０は、この第９発明を適用して好適な
熱間仕上圧延機列の前段スタンドを正面図及び平面図で
模式的に示したものである。この図１０において番号１
はシートバー、２は圧延されたシートバー（スタンド間
では板と呼ぶ。）、３はワークロール、４はバックアッ
プロール、５はスタンド間張力計、６はピニオンスタン
ド、７はモータ、８はモータ制御装置、９は張力演算装
置である。

【００８１】この第９発明では、スタンド間で過大な張
力を防止するために、図１０のようにスタンド間に張力
計５を設置することよって、スタンド間張力を検知し、
目標の張力になるようにワークロール周速を制御するも
のである。その構成は第１スタンドで圧下された板が第
２スタンドに噛み込んだと同時に、スタンド間張力計５
によって張力が検出される。検出した張力が目標張力よ
りも大きい場合には、その偏差が小さくなるように、モ
ータ速度制御装置８によりモータの速度を変更する。モ
ータの速度が変化すると、第１スタンド出側のマスフロ
ーと、第２スタンド入側のマスフローとの差が発生する
ためにスタンド間張力を減少させることができる。この
ような張力制御は一般的であるが、この第９発明では特
に耳割れ防止に関して幅全長にわたってスタンド間張力
を３kgf/mm² 以下にするものである。なお、スタンド間
張力計が設置できない場合には、従来のルーパレスの圧
延方法（ミルモータのトルクからスタンド間張力を計
算）する方法でも同様の効果が得られる。

【００８２】次に、第１０発明では、熱間粗圧延後のシ
ートバーを、このシートバーの側縁部の厚みｔe (mm)と
シートバーの幅方向中央部の厚みｔc (mm)との関係につ
き、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にし、かつ熱間仕上圧延の際、スタンド
間張力を板全長にわたって３kgf/mm² 以下で操業する構
成になる。

【００８３】この第１０発明の耳割れ防止作用について
述べる。図１１は、Ｃ：0.05mass％、Si：3.2 mass％、
Mn：0.06mass％、Se：0.01mass％、Al：0.02mass％及び
Ｎ：0.007 mass％を含有する鋼について、仕上圧延機列
の入り側にエッジャーロールを配置して、種々のエッジ
ャー圧下条件によりシートバーの幅方向端部におけるエ
ッジアップ量（ｔe −ｔc ）と耳割れとの関係を調べた
ものである。なお、この耳割れ発生数は、コイルの先端
部で調べた。この図１１から、仕上圧延設備入側のエッ
ジャーロールによってシートバー側端部（側端から25mm
位置）のエッジアップ量（ｔe −ｔc ）を１mm以上とす
ることにより、耳割れ発生個数が大幅に減少してること
が判る。また、仕上第１スタンドと第２スタンド間での
張力が小さい方が耳割れは少なくなっている。

【００８４】かようにシートバー側端部の板厚を厚くす
ることにより、耳割れが減少するのは、側端部の板厚を
厚くすることより圧延時に端部の圧下率が大きくなり、
必然的に端部では板幅のセンターに対して長手方向の圧
延歪みが大きくなることから、板の側端部では圧縮応力
又は張力がかかったとしても小さな力が作用するために
耳割れの発生が少なくなるものと考えられる。

【００８５】図１２はこの第１０発明に適用して好適
な、シートバーエッジ部（ｔe ）と中央部（ｔc ）との
差ｔe −ｔc を１mm以上とするために粗圧延機出側や仕
上圧延機列の入側に設置したエッジャーロール及び熱間
仕上圧延機の前段スタンドの模式図を示すものである。
仕上圧延機列の入側すなわち粗圧延機の出側にはエッジ
ャーロール10が設置され、板プロフィル計11の測定結果
を基に目標のエッジアップ量になるように圧下位置指令
装置13により圧下装置12を作動させてエッジャーロール
10の圧下位置を制御する。ここでシートバー板プロフィ
ルを測定するセンサーはＸ線、γ線、レーザー距離計な
ど従来公知のプロフィル計を用いればよい。

【００８６】なお、シートバー側縁部の板厚は、エッジ
の広い範囲でセンター厚よりも１mm以上厚いことが好ま
しいが、少なくとも側縁から25mmの位置において１mm以
上とするのがよい。また、エッジから25mmの位置におけ
るシートバー端部ｔe とセンターｔc の板厚の差ｔe −
ｔc が10mmを超えると板幅方向の座屈が発生するので、
最大でも10mm程度にエッジ部をエッジアップさせるのが
好ましい。この第１０発明では第１発明のようにエッジ
部の厚みと中央部の厚みとの差を１mm以上とし、かつ第
９発明のようなスタンド間張力制御によりスタンド間張
力を３kgf/mm²以下にすることで、耳割れを防止するも
のである。

【００８７】次に第１１発明では、第10発明のより好適
な態様として、熱間仕上圧延機のワークロールへの冷却
液の流量をロール軸方向で変化させて、ワークロールの
サーマルクラウンを抑制する。このようにロール軸方向
のクーラント流量を変化させるのは、サーマルクラウン
の成長を極力防止するためである。つまり、サーマルク
ラウンが大きくなると、ワークロールに凸状のクラウン
を付与したのと同様な効果が出るから、板端部での圧下
率は小さくなる。このため端部では大きな張力が発生す
ることになる。上述のようにエッジ部での張力が大きく
なると耳割れが発生するために、この第１１発明では圧
延時にワークロールの軸方向中央部を特に冷却し、サー
マルクラウンの増大を抑制することを目的にしている。
サーマルクラウンは熱膨張であるのでロールの表面温度
を測定することによってその大きさは容易に求めること
が可能である。さらに、板端部に対応する領域のワーク
ロールを相対的に緩冷却することは、板エッジ部の温度
低下を防止することにもつながり、耳割れの発生防止に
寄与している。

【００８８】図１３にロール軸方向中央部を中心に板幅
の１／２に相当するワークロールの面を重点的に冷却し
た結果を示す。同図からサーマルクラウンの増大を防止
することによって耳割れの発生を効果的に防止すること
ができることが判る。

【００８９】図１４には、この第１１発明に適用して好
適な設備を正面図及び平面図で模式的に模式図を示し、
図１５は、この設備の要部を示すものであり、仕上圧延
設備のワークロール３のバレル方向にクーラントノズル
20が配置されている。このクーラントノズルのそれぞれ
に電磁弁21を配置し、ワークロール３の表面温度を測定
する温度計24の測定結果を温度信号変換器25から制御装
置26へ入力し、このこの制御装置26により電磁弁21の入
り，切りを制御して、クーラントタンク22からポンプ23
により導入されるクーラントのワークロール軸方向流量
を変化させる。かくしてこの第１１発明は、第１０発明
の構成に加えて、ワークロールのサーマルクラウン制御
を行うものである。

【００９０】サーマルクラウンの制御方法は、ワークロ
ールの表面温度の差（板幅中央部を圧延するワークロー
ルの部分と板エッジ部を圧延する部分の温度差）が所定
の温度よりも小さくなるようにワークロールのバレル方
向に配置されたノズルの入り切りを実施する。なお温度
計を用いてサーマルクラウンを予測することが好ましい
が、従来のワークロール温度計算によってロール温度を
計算してもよい。

【００９１】次に、この発明の対象とする方向性電磁鋼
板として代表的な成分組成範囲を挙げると以下のとおり
である。Ｃ：0.01〜0.10mass％Ｃは、熱間圧延、冷間圧延中の組成の均一分散化のみな
らず、ゴス方位結晶粒の発達に有用な成分であり、少な
くとも0.01mass％含有させることが望ましい。しかしな
がら、0.10mass％を超えて含有させた場合には、脱炭が
困難となり、却ってゴス方位結晶粒の集積に乱れが生じ
ることから、上限は0.1 mass％とすることが望ましい。

【００９２】Si：2.5 〜4.5 mass％ Siは、鋼板の比抵抗を高め、鉄損を下げるのに有効な成
分であるが、4.5 mass％を上回る含有量では冷延性が損
なわれ、一方、2.5 mass％に満たないような含有量では
比抵抗が低下するだけでなく、二次再結晶及び純化のた
めに行われる最終仕上焼鈍中にα→γ変態によって結晶
方位のランダム化を生じ、十分な鉄損低減効果が得られ
なくなるのでSi含有量は2.5 〜4.5 mass％の範囲とする
ことが好ましい。

【００９３】Mn：0.02〜0.12mass％ Mnは、熱間脆性を防止するためは少なくとも0.02mass％
程度を必要とするが、Mn含有量があまりに多すぎると磁
気特性の劣化を引き起こすので、上限は0.12mass％程度
にするのが望ましい。

【００９４】インヒビターとしては、MnS 、MnSe系又は
AlN 系の単独使用又は併用が可能である。インヒビターとしてのMnS 、MnSeの構成成分のうちＳ、
Seのうちから選ばれる少なくとも１種：0.005 〜0.06ma
ss％Ｓ、Seは、いずれも方向性電磁鋼板の二次再結晶を制御
するインヒビターの構成成分として有力である。かかる
抑制力の観点からは少なくとも0.005 mass％程度を必要
とするが、0.06mass％を超える含有量ではその効果が損
なわれる。したがって、その下限、上限をそれぞれ0.00
5 mass％、0.06mass％とするのが好ましい。

【００９５】インヒビターとしてのAlN の構成成分のう
ち、Al：0.005 〜0.10mass％、Ｎ：0.004 〜0.015 mass
％ Al、Ｎの範囲についても上述のMnS 、MnSeの場合と同様
の理由により上記の範囲に定めた。

【００９６】なお、インヒビター成分としては、上記の
Ｓ、Se、Alの他、Cu、Sn、Sb、Mo、Ti及びBi等も有利に
作用するので、これらの成分をそれぞれ少量あわせて添
加することもできる。これらの成分の好適範囲は、Cu、
Snが0.01〜0.15mass％、Sb、Mo、Ti、Biが0.005 〜0.1
mass％であり、これらの各インヒビター成分について
も、１種又は２種以上の複合使用が可能である。

【００９７】かかる方向性電磁鋼板用スラブを例えば13
00〜1420℃加熱してから熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧
延を施す。この熱間粗圧延、仕上圧延の際には、この発
明に従う工程を施す。その後に一回又は中間焼鈍を挟む
２回以上の冷間圧延を施して最終板厚に仕上げ、次いで
脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼鈍分離剤を塗布して
から最終仕上焼鈍を施して方向性電磁鋼板を得る。

【００９８】

【実施例】

（実施例１）第１発明の実施例を述べる。表５に示す成
分の鋼を転炉及び真空脱ガス装置により溶製し、連続鋳
造により厚み220 mm、幅1200mmのスラブとした。これら
のスラブをガス燃焼炉で加熱した後、予備圧延で200 mm
厚とし、さらに誘導加熱炉で1420℃に加熱してインヒビ
ターの溶体化を行った後、粗圧延で50mmのシートバーと
した。このときのシートバー幅中央とエッジ部の厚みを
粗圧延ロールの水平ロールシフト制御と、縦ロールによ
る幅圧延の組み合わせにより種々の値にして、それらの
厚みはオンラインで測定した。引き続いて仕上熱延を行
い2.4 mmの熱延板とした。これらの熱延板の全長にわた
って耳割れ発生頻度と割れ深さを観察した。シートバー
厚みと耳割れの関係を図１６に示す。

【００９９】

【表５】

【０１００】図１６から判るように第１発明に従う適合
例は耳割れ発生頻度及び割れ深さ共に小さく、良好な結
果が得られ、この発明により熱延板のエッジ部に発生す
る耳割れを有効に防止できることが示された。

【０１０１】（実施例２）第２発明の実施例を述べる。
表６に示す成分の鋼を転炉及び真空脱ガス装置により溶
製し、連続鋳造により厚み220 mm、幅1150mmのスラブと
した。これらのスラブをガス燃焼炉で加熱した後、誘導
加熱炉で1420℃に加熱してインヒビター成分の溶体化を
行った後、熱間粗圧延で40mm厚のシートバーとした。こ
の粗圧延の際、幅圧下ロールを種々の値に設定して幅圧
下を行うとともに、被圧延材の幅をオンライン測定し
た。引き続いて仕上熱延を行い2.6 mm厚の熱延板とし
た。これらの熱延板コイルの全長にわたって端部の耳割
れ発生の頻度及び割れ深さを観察した。粗圧延最終スタ
ンド前後での幅圧下量と耳割れとの関係を表７に示す。
表７からわかるように、第２発明に従う適合例は、耳割
れ発生頻度及び割れ深さともに小さく、良好な結果が得
られた。

【０１０２】

【表６】

【０１０３】

【表７】

【０１０４】（実施例３）第３発明及び第５、６発明の
実施例を述べる。Ｃ：0.065 mass％、Si：3.2 mass％、
Mn：0.07mass％、Se：0.018 mass％、Al：0.026 mass
％、Ｎ：86wtppm 、Sb：0.028 mass％及びCu：0.08mass
％を含む溶鋼を180 t 転炉及び真空脱ガス装置により溶
製し、連続鋳造により厚み210 mm、幅1400mmのスラブを
複数本用意した。これらのスラブをガス燃焼炉で加熱
後、予備圧延で200 mm厚とし、さらに1400℃に誘導加熱
してインヒビター成分の溶体化を行った後、熱間粗圧延
で45mm厚のシートバーとした。なお、この粗圧延に先立
ち誘導加熱式のエッジヒーターを配し、ヒーター出力制
御によりスラブのエッジ部温度を種々に変えた。また、
この粗圧延の際には、エッジャーロールにより幅圧下を
３〜６パスの４種類にて、各パスでの幅圧下量を種々に
変えて行った。

【０１０５】熱間粗圧延後は、引き続き仕上圧延を行
い、2.4 mm厚の熱延板とした。これらの熱延コイルの全
長にわたりエッジ部の耳割れ深さ（エッジ部から幅方向
中央へ向かう耳割れの深さ）を調査した。その結果を表
８に示す。表８より明らかなように、この発明に従う適
合例は、耳割れを従来に増して効果的に低減することが
可能である。

【０１０６】

【表８】

【０１０７】（実施例４）第３発明及び第５、６発明の
実施例を述べる。Ｃ：0.070 mass％、Si：3.3 mass％、
Mn：0.07mass％、Ｓ：0.019 mass％、Al：0.024 mass
％、Ｎ：84wtppm 、Cu：0.12mass％及びSn：0.09mass％
を含む溶鋼を180 t 転炉及び真空脱ガス装置により溶製
し、連続鋳造により厚み210 mm、幅1400mmのスラブを複
数本用意した。これらのスラブをガス燃焼炉で加熱後、
予備圧延で200 mm厚とし、さらに1400℃に誘導加熱して
インヒビター成分の溶体化を行った後、熱間粗圧延で45
mm厚のシートバーとした。なお、この粗圧延に先立ち誘
導加熱式のエッジヒーターを配し、電流制御によりスラ
ブのエッジ部温度を種々に変えた。また、この粗圧延の
際には、エッジャーロールにより幅圧下を３〜６パスの
４種類にて、各パスでの幅圧下量を種々に変えて行っ
た。

【０１０８】熱間粗圧延後は、引き続き仕上圧延を行
い、2.4 mm厚の熱延板とした。これらの熱延コイルの全
長にわたりエッジ部の耳割れ深さ（エッジ部から幅方向
中央へ向かう耳割れの深さ）を調査した。その結果を表
９に示す。表９より明らかなように、この発明に従う適
合例は、耳割れを従来に増して効果的に低減することが
可能である。

【０１０９】

【表９】

【０１１０】（実施例５）第４発明の実施例を述べる。
Ｃ：0.055 mass％、Si：3.25mass％、Mn：0.070mass
％、Ｓ：0.026 mass％、Al：0.021 mass％、Ｎ：0.0085
mass％を含む鋼を180 t 転炉及び真空脱ガス装置により
溶製し、連続鋳造により厚み220 mm、幅1300mmのスラブ
とした。これらのスラブをガス燃焼炉で加熱した後、誘
導加熱炉で1420℃に加熱してインヒビター成分の溶体化
を行った後、熱間粗圧延で45mm厚のシートバーとし、引
き続き仕上圧延を行って2.2 mm厚の熱延板とした。この
熱間粗圧延の際、各エッジャーロールの開度の設定を３
通りに変化させた幅圧下を行った。また、板の幅方向中
央部の厚み及び板幅を随時オンラインで測定した。これ
らの熱延板コイルの耳割れ発生状況を調査し、表１０の
結果を得た。この結果から判るように、この発明に従う
適合例は、耳割れ発生頻度及び割れ深さが共に少なく、
良好な結果が得られている。

【０１１１】

【表１０】

【０１１２】（実施例６）第５、６発明の実施例を述べ
る。Ｃ：0.074 mass％、Si：3.3 mass％、Mn：0.07mass
％、Se：0.017 mass％、Al：0.023 mass％、Ｎ：82wtpp
m 、Sb：0.024 mass％及びCu：0.07mass％を含む鋼を18
0 t 転炉及び真空脱ガス装置により溶製し、連続鋳造に
より厚み220 mm、幅1400mmのスラブを複数本用意した。
これらのスラブをガス燃焼炉で加熱後予備圧延で200 mm
厚とし、さらに1400℃に誘導加熱してインヒビター成分
の溶体化を行った後、熱間粗圧延により45mm厚のシート
バーとした。この粗圧延に先立って、誘導加熱式のエッ
ジヒーターを配し、電流制御によりスラブのエッジ部温
度を種々に変えた。また、この粗圧延の際には、エッジ
ャーロールによる幅圧下を、その圧下量を種々に変える
ことよりシートバーの幅方向中央部の厚みｔc 及び側縁
部の厚みｔe を意図的に変更した。また、このｔc 及び
ｔe は、オンライン計測器により測定した。

【０１１３】粗圧延終了後は、引き続き仕上圧延を行
い、2.4 mm厚の熱延板とした。これらの熱延コイルの全
長にわたりエッジ部の耳割れ発生頻度と耳割れ深さ（エ
ッジ部から幅方向中央部へ向かう耳割れの深さ）を調査
した。その結果を表１１に示す。表１１より明らかなよ
うに、この発明に従う適合例は、耳割れを従来に増して
効果的に低減することが可能である。

【０１１４】

【表１１】

【０１１５】（実施例７）第５、６発明の実施例を述べ
る。Ｃ：0.070 mass％、Si：3.2 mass％、Mn：0.06mass
％、Ｓ：0.018 mass％、Al：0.025 mass％、Ｎ：88wtpp
m 、Cu：0.10mass％及びSn：0.09mass％を含む鋼を180
t 転炉及び真空脱ガス装置により溶製し、連続鋳造によ
り厚み220 mm、幅1400mmのスラブを複数本用意した。こ
れらのスラブをガス燃焼炉で加熱後予備圧延で200 mm厚
とし、さらに1400℃に誘導加熱してインヒビター成分の
溶体化を行った後、熱間粗圧延により45mm厚のシートバ
ーとした。この粗圧延に先立って、誘導加熱式のエッジ
ヒーターを配し、電流制御によりスラブのエッジ部温度
を種々に変えた。また、この粗圧延の際には、エッジャ
ーロールによる幅圧下を、その圧下量を種々に変えるこ
とよりシートバーの幅方向中央部の厚みｔc 及び側縁部
の厚みｔe を意図的に変更した。また、このｔc 及びｔ
e は、オンライン計測器により測定した。

【０１１６】粗圧延終了後は、引き続き仕上圧延を行
い、2.4 mm厚の熱延板とした。これらの熱延コイルの全
長にわたりエッジ部の耳割れ発生頻度と耳割れ深さ（エ
ッジ部から幅方向中央部へ向かう耳割れの深さ）を調査
した。その結果を表１２に示す。表１２より明らかなよ
うに、この発明に従う適合例は、耳割れを従来に増して
効果的に低減することが可能である。

【０１１７】

【表１２】

【０１１８】（実施例８）第１、７、８発明の実施例を
述べる。Ｃ：0.072 mass％、Si：3.28mass％、Mn：0.07
1 mass％、Se：0.018 mass％、Al：0.025 mass％、Ｎ：
0.0084mass％、Sb：0.023 mass％及びCu：0.010 mass％
を含む鋼を溶製し、連続鋳造によりスラブとなし、1420
℃で30分均熱後、熱間粗圧延で40mm厚のシートバーとし
た。仕上圧延前には、エッジャーによる幅圧下を、その
幅圧下量を種々に変化させて行ってｔe −ｔc の値を変
更し、また、シートバーの冷却方法も変更した。さらに
これらの素材を熱間仕上圧延により2.2 mm厚にした後、
1000℃で熱延板焼鈍を施し、１回目の冷間圧延をした後
1100℃で中間焼鈍を施し、２回目の圧延で0.23mmに仕上
げた。次いで磁区細分化を目的にエッチング法により深
さ20μm 、幅 150μmの溝を幅方向に５mmピッチで導入
した。その後840 ℃での脱炭焼鈍を施し、MgOを主成分
とする焼鈍分離剤を塗布してから、Ｎ₂−Ｈ₂混合雰囲
気で最終仕上焼鈍を施した。かかる熱延板の耳割れ発生
頻度及び製品の磁気特性を、表１３に示す。この発明に
従う適合例は耳割れを効果的に低減することがわかる。

【０１１９】

【表１３】

【０１２０】（実施例９）第９，10及び11発明の実施例
を述べる。Ｃ：0.04mass％、Si：3.15mass％、Mn：0.07
mass％、Al：0.026 mass％及びＮ：0.008 mass％を含有
する鋼種を180 t転炉及び真空脱ガス装置により溶製
し、連続鋳造によって厚み220 mm、板幅1100mmのスラブ
とした。これらのスラブをガス燃焼炉で加熱したのち、
予備圧延で200 mm厚とし、さらに1400℃の温度に誘導加
熱してインヒビター成分の溶体化を行ったのち、熱間粗
圧延で45mm厚のシートバーとした。この粗圧延に引き続
いて仕上圧延設備により板厚2.4 mm、板幅1100mmに仕上
げた。このときの仕上圧延機例は図１７(a) 〜(d) に示
すように７スタンドからなる連続仕上圧延機であり、ワ
ークロール直径は680 〜840 mmである。また、図１７に
示すとおり後段の３スタンドには６段の圧延機を配置し
ている。仕上スタンド入り側でのシートバー温度は1100
〜1150℃の温度であった。目標とするスタンド間張力
は、Ｆ１〜Ｆ４間を１kgf/mm² 、Ｆ４〜Ｆ７間は1.5 kg
f/mm² をそれぞれ設定値とした。かかる条件のもとに、
次の５例を行った。

【０１２１】適合例１：図１７の(a) に示した仕上圧延
設備列を用い、幅方向の板厚偏差が０（ｔe −ｔc ＝０
程度）のシートバーを用いて、張力制御のゲインを通常
の２倍にして、スタンド間張力が短時間に目標の張力に
なるようにした。なお圧下率は、第１、第２スタンドで
55％とし、他は50％を超えないようにした。

【０１２２】比較例１：図１７の(a) に示した設備列を
用いて、幅方向の板厚偏差が０のシートバーを用いた
が、張力制御のゲインは通常どおりとした。また、圧下
率については各スタンドの圧下率が50％を超えないよう
にした。

【０１２３】比較例２：図１７の(d) に示した設備列を
用いて、仕上圧延機の入側で端面を整形する幅プレスを
行った。また、シートバーは幅方向の板厚偏差が０のも
のを用いたが、張力制御のゲインは通常どおりとした。
なお圧下率は第１、２スタンドで圧下率を55％とし、他
は50％を超えないようにした。

【０１２４】適合例２：図１７の(b) に示した設備例、
すなわち、仕上スタンド入側にエッジャーを設置した設
備列を用いて、シートバーの側縁から25mmの位置におけ
る板厚が板幅方向中央部の板厚よりも１mm以上厚くなる
ようにした。実測値は1.0 〜3.0 mmの範囲であった。か
かるシートバーを、板全長にわたりスタンド間張力が３
kgf/mm²以下になるように制御しつつ仕上圧延を行っ
た。

【０１２５】適合例３：図１７の(c) に示した設備列、
すなわち、仕上スタンド入側にエッジャーを設置すると
ともに仕上スタンドの上下ワークロールに対して、ロー
ル軸方向のクーラント流量を制御できるノズルを設けた
設備列を用いて、第１〜４スタンドにおいては板端部を
圧延する領域のワークロール温度と、板幅中央を圧延す
る領域のワークロール温度との温度差を50℃以内とし
た。また、第５〜７スタンドではそれを30℃以内とし
た。このようにしてシートバーの側縁から25mmの位置に
おける板厚が板幅方向中央部の板厚よりも1.5 〜3.5 mm
厚くしたシートバーを、板全長にわたりスタンド間張力
が３kgf/mm² 以下になるように制御しつつ仕上圧延を行
った。

【０１２６】まず、適合例１と比較例１，２とを対比し
て、適合例１の効果を明らかにする。図１８に、適合例
１と比較例１，２おいて製品（第７スタンド出側）の10
0 m当たりの耳割れ個数を、両側縁で調査した。また、
耳割れ発生に大きな影響を及ぼしている第１スタンド−
第２スタンド間の張力の測定結果も合わせて示してい
る。適合例１では、第２スタンド噛み込み後、目標値に
なるよう急激に張力が小さくなり、第１−２スタンド間
の張力安定性が小さくなっているとはいえ、シートバー
先端部で発生する耳割れは比較例１、２に比べて少なく
なっていることがわかる。また、表１４にコイル先端部
及びコイルの長手方向中央部での耳割れ個数を調査した
結果を示す。なお耳割れ個数は、割れ深さが５mm以上の
ものを数えた。表１４から、適合例１は明らかに比較例
１、２に比べて耳割れ発生個数が減少していることがわ
かる。

【０１２７】

【表１４】

【０１２８】次に適合例２と比較例１，２とを対比し
て、適合例２の効果を明らかにする。表１５にコイル先
端部100 m 及びコイルの長手方向中央部100 m での耳割
れ個数を調査した結果を示す。なお耳割れ個数は、割れ
深さが５mm以上のものを数えた。表１５から、エッジ部
の板厚ｔe と板幅方向中央部の板厚ｔc との差を１mm以
上とし、板全長にわたってスタンド間張力を３kgf/mm²
以下にすれば、比較例１、２に比べて顕著な耳割れ抑制
効果があることがわかる。

【０１２９】

【表１５】

【０１３０】次に適合例３と比較例１，２とを対比し
て、適合例３の効果を明らかにする。表１６にコイル先
端部100 m 及びコイルの長手方向中央部100 m での耳割
れ個数を調査した結果を示す。なお耳割れ個数は、割れ
深さが５mm以上のものを数えた。表１６から、適合例３
及び比較例１，２は、いずれもクーラント流量の総量を
1500リットル／分／スタンドにしているにもかかわら
ず、適合例３は、比較例１、２に比べて顕著な耳割れ抑
制効果があることがわかる。

【０１３１】

【表１６】

【０１３２】

【発明の効果】以上述べたところから明らかなように、
この発明によれば、方向性電磁鋼板を製造するに際し
て、特に熱間圧延工程での熱延板の幅方向端部に発生す
る耳割れを効果的に低減することが可能となる。これに
より耳割れに起因する端部切り捨て量を低減でき、製品
歩留まりを飛躍的に向上させることができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】シートバーの幅方向中央部及び側縁部の厚みと
の差が熱延コイルエッジ部の耳割れ発生頻度及び耳割れ
深さに及ぼす影響を示すグラフである。

【図２】粗圧延の最終水平圧延スタンド前後での幅圧下
量と耳割れ状況との関係を示すグラフである。

【図３】エッジャーロールによる最終２パスの幅圧下量
の平均値とそれ以前のパスの幅圧下量の平均値と耳割れ
発生状況との関係を示すグラフである。

【図４】粗圧延最終スタンド後の幅圧下とそれ以前の幅
圧下が熱延板の耳割れ頻度に及ぼす影響を示すグラフで
ある。

【図５】粗圧延最終スタンド後の幅圧下とそれ以前の幅
圧下が熱延板の耳割れ深さに及ぼす影響を示すグラフで
ある。

【図６】シートバー幅方向中央部の厚みｔc およびエッ
ジ部厚みｔe を説明するための仕上第１スタンド通過前
のシートバー断面形状の模式図である。

【図７】耳割れ深さを低減するための熱間粗圧延最終ス
タンド出側でのスラブ側面温度の好適範囲を示すグラフ
である。

【図８】耳割れ深さを低減するための熱間粗圧延最終ス
タンド出側でのスラブ側面温度の長手方向温度差の好適
範囲を示すグラフである。

【図９】スタンド間張力と耳割れ発生数との関係をコイ
ル全長にわたって調べた結果を示すグラフである。

【図１０】第９発明を適用して好適な熱間圧延設備の一
例を示す模式図である。

【図１１】シートバーの幅方向端部におけるエッジアッ
プ量（ｔe −ｔc ）と耳割れとの関係をスタンド間張力
を変化させて調べた結果を示すグラフである。

【図１２】第１０発明に適用して好適な熱間圧延設備の
一例を示す模式図である。

【図１３】シートバーの幅方向端部におけるエッジアッ
プ量（ｔe −ｔc ）と耳割れとの関係をワークロール冷
却を変化させて調べた結果を示すグラフである。

【図１４】第１１発明に適用して好適な熱間圧延設備の
一例を示す模式図である。

【図１５】第１１発明に適用して好適な熱間圧延設備の
要部を示す図である。

【図１６】シートバー厚みと耳割れの関係を示すグラフ
である。

【図１７】実施例９に用いた熱間仕上圧延設備を示す図
である。

【図１８】適合例１と比較例１，２について耳割れの発
生個数及び張力をコイル全長にわたって調べた結果を示
すグラフである。

【符号の説明】

１シートバー２板（シートバー圧延後）３ワークロール４バックアップロール５スタンド間張力計６ピニオンスタンド７モータ８モータ速度制御装置９モータ速度演算器 10 仕上スタンド入側エッジャー 11 シートバープロフィル計 12 圧下装置 13 圧下位置指令装置 14 中間ロール 15 幅プレス装置 20 クーラントノズル 21 クーラント入，切り電磁弁 22 クーラントタンク 23 ポンプ 24 ワークロール温度計 25 温度信号変換器 26 電磁弁制御装置

フロントページの続き (72)発明者峠哲雄岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者岩城勇岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者黒沢光正岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者中野恒岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者蛭田敏樹岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者北浜正法岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者吉田博岡山県倉敷市水島川崎通１丁目（番地なし）川崎製鉄株式会社水島製鉄所内 (72)発明者鑓田征雄千葉県千葉市中央区川崎町１番地川崎製鉄株式会社千葉製鉄所内 (56)参考文献特開平５−140650（ＪＰ，Ａ) 特開平６−17130（ＪＰ，Ａ) 特開昭60−145204（ＪＰ，Ａ) 特開平５−138207（ＪＰ，Ａ) 特開昭61−71104（ＪＰ，Ａ) 特開平３−133501（ＪＰ，Ａ) 特開平４−304315（ＪＰ，Ａ) 特開昭57−165102（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B21B 1/00 - 3/02 C21D 8/12 H01F 1/16

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.
5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回
又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板
厚に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼
鈍分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程
により方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧延後のシートバーを、このシートバーの側
縁部の厚みｔe (mm)とシートバーの幅方向中央部の厚み
ｔc (mm)との関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にすることを特徴とする方向性電磁鋼板
の製造方法。
【請求項２】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.
5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回
又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板
厚に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼
鈍分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程
により方向性電磁鋼板を製造するに当たり、熱間粗圧延の最終圧下の入側にて、幅圧下を圧下量30mm
以上で行い、かつこの最終圧下後、仕上圧延開始までの
間にて、幅圧下を圧下量20〜50mmの範囲で行うことを特
徴とする方向性電磁鋼板の製造方法。
【請求項３】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.
5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回
又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板
厚に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼
鈍分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程
により方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧延の際、エッジャーロールによる幅圧下を
３パス以上行い、この幅圧下パスのうちの最終２パスの
幅圧下量の平均値を、それ以前のパスの幅圧下量の平均
値よりも大きくし、かつこの最終２パスの幅圧下量の平
均値を25〜80mmの範囲とすることを特徴とする方向性電
磁鋼板の製造方法。
【請求項４】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.
5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回
又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板
厚に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼
鈍分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程
により方向性電磁鋼板を製造するに当たり、上記熱間粗圧延の際、エッジャーロールによる幅圧下
を、そのときの鋼板幅方向中央部の板厚との関係で、下
記の式を満足する条件で行うことを特徴とする方向性電
磁鋼板の製造方法。【数１】記 0.3｛（Ｅ₁／ｈ₁）＋（Ｅ₂／ｈ₂）｝≦Ｅ／ｈＥ₁＞０，Ｅ₂＞０ここに、Ｅ，ｈはそれぞれ粗圧延機最終スタンドと仕上
圧延機第１スタンドとの間における幅圧下量（mm），幅
方向中央部の板厚（mm）、Ｅ₁，ｈ₁はそれぞれ粗圧延
機最終２スタンド間における幅圧下量（mm），幅方向中
央部の板厚（mm）、そしてＥ₂，ｈ₂はそれぞれ粗圧延
機最終から２スタンドと３スタンドとの間における幅圧
下量（mm），幅方向中央部の板厚（mm）。
【請求項５】熱間粗圧延の最終スタンド出側における
シートバー側面の温度を1050〜1200℃にすることを特徴
とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の方向性電磁
鋼板の製造方法。
【請求項６】熱間粗圧延の最終スタンド出側における
シートバーの側面の長手方向にわたる温度差を100 ℃以
内にすることを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項
に記載の方向性電磁鋼板の製造方法。
【請求項７】Ｃ量が0.05〜0.10mass％の範囲でかつ仕
上熱間圧延前のシートバー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上
の場合に、仕上圧延機入側での高圧水を用いたデスケー
リングを省略してシートバー表面温度の温度降下を抑止
することを特徴とする請求項１記載の方向性電磁鋼板の
製造方法。
【請求項８】Ｃ量が0.05〜0.10mass％の範囲でかつ仕
上熱間圧延前のシートバー温度（ＦＥＴ）が1100℃以上
の場合に、仕上圧延機第１スタンド入側あるいは入，出
側でのストリップクーラントを省略してシートバー表面
温度の温度降下を抑止することを特徴とする請求項１又
は７記載の方向性電磁鋼板の製造方法。
【請求項９】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜4.
5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱してから
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施し、その後に一回
又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷間圧延を施して最終板
厚に仕上げ、次いで脱炭焼鈍を施した後、鋼板表面に焼
鈍分離剤を塗布してから最終仕上焼鈍を施す一連の工程
により方向性電磁鋼板を製造するに当たり、熱間仕上圧延の際、スタンド間張力を板全長にわたって
３kgf/mm² 以下で操業することを特徴とする方向性電磁
鋼板の製造方法。
【請求項１０】Ｃ：0.01〜0.10mass％及びSi：2.5 〜
4.5 mass％を含む方向性電磁鋼板用スラブを加熱した後
熱間粗圧延、次いで熱間仕上圧延を施して熱延コイルを
得るに当たり、上記熱間粗圧延後のシートバーを、このシートバーの側
縁部の厚みｔe (mm)とシートバーの幅方向中央部の厚み
ｔc (mm)との関係につき、次式ｔe −ｔc ≧１（mm）を満足する形状にし、かつ熱間仕上圧延の際、スタンド
間張力を板全長にわたって３kgf/mm² 以下で操業するこ
とを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法。
【請求項１１】熱間仕上圧延機のワークロールへの冷
却液の流量をロール軸方向で変化させて、ワークロール
のサーマルクラウンを抑制することを特徴とする請求項
１０記載の方向性電磁鋼板の製造方法。