(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Si：2.5 〜5.5 ％を含有する方向性電磁鋼板用スラブを、高温加熱してから粗圧延を行って板幅中心部での厚さが20〜60mmのシートバーとし、引き続いて圧延開始温度が 800〜1250℃である仕上げ圧延を行う方向性電磁鋼板の製造方法において、
仕上げ圧延の最初の圧下を行う前に上記シートバーの側面に加工を施して、このシートバー側面近傍を圧延方向に垂直な断面で凹形状とし、その際、板厚方向中心付近に少なくとも一つの凹み部を設け、この凹み部の板厚方向に平行な辺の長さをｙa 、板幅方向に平行な辺の長さをｘa 、シートバー最大厚さをｔとするとき、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦１で、かつ、ｘa ／ｔを、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘa ／ｔ、
0.7 ≦ｙa ／ｔ≦１の場合0.18ｙa ／ｔ−0.11≦ｘa ／ｔ
となる範囲に満足させ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】
Si：2.5 〜5.5 ％を含有する方向性電磁鋼板用スラブを、高温加熱してから粗圧延を行って板幅中心部での厚さが20〜60mmのシートバーとし、引き続いて圧延開始温度が 800〜1250℃である仕上げ圧延を行う方向性電磁鋼板の製造方法において、
仕上げ圧延の最初の圧下を行う前に上記シートバーの側面に加工を施して、このシートバー側面近傍を圧延方向に垂直な断面で凹形状とし、その際、シートバー側面の圧延方向に垂直な断面の形状を、凹みの深さをｘb 、凹みの幅をｙb 、シートバー最大厚さをｔとして、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦１で、かつ、ｘb ／ｔを、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘb ／ｔ、
0.7 ≦ｙb ／ｔ≦１の場合0.18ｙb ／ｔ−0.11≦ｘb ／ｔ
の条件を満足させることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法。
【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に際しての熱間圧延技術の分野に属し、方向性電磁鋼板用スラブを熱間圧延したときに生じる耳割れを、有効に防止して製品歩留まり向上を果たすことのできる熱間圧延方法についての提案である。
【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、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、かつ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採られている。なお、Sb、Sn、As、Pb、Ce、Cu、Bi及びMoなどの粒界偏析型の成分もインヒビターとして利用されている。
【０００４】
かかるインヒビターの固溶、微細分散析出をさせる一般的な方向性電磁鋼板の製造工程では、厚み100 〜300 mmのスラブを1100℃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。
【０００５】
近年は、省エネルギー化へ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、成品板厚の低減、高Si化、更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による磁区の磁気的な細分化などをして、低鉄損を図る方法が採られるようになった。また、二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、更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。
【０００６】
ところで、方向性電磁鋼板には、上述のような磁気特性に対する要望ばかりでなく、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、熱延板の側面部（エッジ部）の耳割れの発生をいかに防止するかが重要な課題となっている。
【０００７】
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、既に数多くの開示かある。例えば、特開昭５５−６２１２４号公報、特開昭６１−９６０３２号公報、特開昭６０−１４５２０４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３−１３３５０１号、特開平３−２４３２４４号公報、特開昭６１−３８３７号公報などに記載されている。
【０００８】
上掲した公報のうち、特開昭５５−６２１２４号公報では、仕上熱間圧延中の温度低下を220 ℃以下と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、仕上圧延の前段の段階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。
【０００９】
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６２−１９６３２８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、端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になることから、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、多少の効果が認められた。しかしながら、特開昭６０−１４５２０４号公報、特開昭６２−１９６３２８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により形状を整える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になった今日では、生産効率との兼ね合いもあり、十分満足できる効果は得られなかった。更に、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、ほとんど効果は見られなかった。また、前掲特開昭６０−１４５２０４号公報、特開昭６１−７１１０４号公報特開昭６２−１９６３２８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、前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、これによる改善の効果としては未だ十分なレベルではない上に、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耳割れを安定して防止するには至らなかったのである。
【００１０】
更に、特開昭５４−３１０２４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３−１３３５０１号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。
【００１１】
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、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といった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る。
【００１２】
【発明が解決しようとする課題】
上述のように、電磁鋼板の熱延時における耳割れ抑制技術はまだ完成された技術とはいえず、更に近年では磁性を向上させるため粒界偏析型のインヒビターが増量されるようになり、以前に比べ電磁鋼板はますます耳割れが発生し易い材料となっている。そのため、上述の耳割れ抑制技術以外の新たな耳割れ抑制技術の開発は重要な課題である。
【００１３】
この発明は、上述した問題を有利に解決するもので、方向性電磁鋼板を熱間圧延するときに発生する耳割れを、更に効果的に軽減することのできる熱間圧延方法を提案することを目的とする。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
発明者らは、方向性電磁鋼板を熱間仕上圧延するに当たり、粗圧延後のシートバーの側面の形状と耳割れとの関係を詳細に調べた結果、耳割れはシートバー側面形状と密接な相関があることを見い出した。すなわち、耳割れは、シートバー側面を内側に凹ませることにより軽減され、その凹ませる部分が板厚中心付近ならわずかな量を凹ませるだけでその効果は得られること、また、このとき凹ませた側面形状を圧延方向に垂直な断面でみて、円弧等の、なめらかな曲線にすると耳割れは更に軽減されることを見い出した。
【００１５】
上記の知見に立脚するこの発明は、Si：2.5 〜5.5 ％を含有する方向性電磁鋼板用スラブを、高温加熱してから粗圧延を行って板幅中心部での厚さが20〜60mmのシートバーとし、引き続いて圧延開始温度が 800〜1250℃である仕上げ圧延を行う方向性電磁鋼板の製造方法において、
仕上げ圧延の最初の圧下を行う前に上記シートバーの側面に加工を施して、このシートバー側面付近を圧延方向に垂直な断面で凹形状とし、その際、板厚方向中心近傍に少なくとも一つの凹み部を設け、この凹み部の板厚方向に平行な辺の長さをｙa 、板幅方向に平行な辺の長さをｘa 、シートバー最大厚さをｔとするとき、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦１で、かつ、ｘa ／ｔを、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘa ／ｔ、
0.7 ≦ｙa ／ｔ≦１の場合0.18ｙa ／ｔ−0.11≦ｘa ／ｔ
となる範囲に満足させることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法である。
また、この発明は、Si：2.5 〜5.5 ％を含有する方向性電磁鋼板用スラブを、高温加熱してから粗圧延を行って板幅中心部での厚さが20〜60mmのシートバーとし、引き続いて圧延開始温度が 800〜1250℃である仕上げ圧延を行う方向性電磁鋼板の製造方法において、
仕上げ圧延の最初の圧下を行う前に上記シートバーの側面に加工を施して、このシートバー側面付近を圧延方向に垂直な断面で凹形状とし、その際、シートバー側面の圧延方向に垂直な断面の形状を、凹みの深さをｘb 、凹みの幅をｙb 、シートバー最大厚さをｔとして、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦１で、かつ、ｘb ／ｔを、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘb ／ｔ、
0.7 ≦ｙb ／ｔ≦１の場合0.18ｙb ／ｔ−0.11≦ｘb ／ｔ
の条件を満足させることを特徴とする方向性電磁鋼板の製造方法である。
【００１６】
【発明の実施の形態】
この発明に従う仕上圧延前の加工によるシートバー側面形状の一例を、図１、図２に示す。図１，図２は、いずれも圧延方向に垂直な方向の断面を示している。これらの図面に示すような、シートバー側面近傍を圧延方向に垂直な断面で凹形状にすることにより、この発明で所期した目的が達成できる。
【００１７】
なお、図１における凹み部は、シートバーエッジ部の圧延方向に垂直な断面において、板厚方向に平行な任意の２本の線がシートバー表面と交わるあるいは接する点の中で任意の３つ以上の点を選び、板厚方向と板幅方向に平行な線からなる長方形のうち、選んだ３点を含む長方形で、かつ最小の面積となる長方形において、かかる長方形の内部に材料が存在する面積の割合が0.5 以下となるような長方形で囲まれる範囲として定義できる。
【００１８】
この発明の方法により耳割れが軽減する理由については、以下のように考えられる。一般に、圧延により素材の幅方向端部の材料は、圧延方向ばかりでなくロールや材料自身による強制力がない幅方向外側へも流れ、耳割れはその強制力がないエッジ部の材料が不足するため発生する。この材料流れ（メタルフロー）はロールの摩擦による拘束力のある板表面よりも板厚中心部のほうが大きいため、板の側端面は凸形状になり易く、また、この側端面部が凸形状になると板厚方向からの強制力が小さくなるため材料不足がより顕著になって、耳割れも顕著になり勝ちである。
【００１９】
そこで、この発明に従い、仕上圧延前の板側面の形状を凹化しておくと、圧延による板エッジ面の凸化を防ぎ、エッジ部の材料不足も軽度となり耳割れは軽減されるのである。また、板厚中心付近の幅方向への材料流れを抑えるという、この発明の作用から、板厚中心部付近だけを凹化すれば良く、凹み部をより板厚中心部にする方が耳割れを有利に抑制する。もっとも、あまりにも板厚中心部だけを凹ませると、そこが耳割れの起点となり、逆効果になる。更に、凹ませたエッジ形状の断面が円弧等の角がないなめらかな曲線にすれば、応力が集中し耳割れの起点となり易い角がないため、耳割れはより軽減される。
【００２０】
以下にこの発明に至る実験の詳細を示す。
（実験１）
Ｃ：0.06wt％（以下、単に「％」で示す。）、Si：3.25％、Mn：0.07％、Cu：0.12％、Ｓ：0.02％を含み、残部は主としてFeからなる溶鋼を連続鋳造により厚さ220 mmのスラブとし、このスラブをガス燃焼炉で1200℃に加熱した後、粗圧延で40mmのシートバーとした。次いで、このシートバーを厚さが40mmのまま幅150 mm、長さ180 mmに切り出し、側面部をワイヤーカットなどにより図３に示すような凹み部を台形にした断面形状であって寸法の異なる種々の形状に作製した。引き続いて、それらの試料を加熱し、熱延により７mm厚の熱延板とした。このときの熱延板におけるエッジ部の割れ状況と図３に図示したｘ1 、ｙ1 の寸法との関係を図４に示す。図４により、ｘ1 、ｙ1 の値には耳割れを軽減する領域があることが判った。なお、耳割れ深さが３mm以上になったシートバーは、側面部の凹み部の寸法形状がｘa 、ｙa のいずれも好適範囲には入らなかった。
【００２１】
（実験２）
実験１と同様にＣ：0.06％、Si：3.25％、Mn：0.07％、Cu：0.12％、Ｓ：0.02％を含み、残部は主としてFeからなる溶鋼を連続鋳造により厚さ220 mmのスラブとし、ガス燃焼炉で1200℃に加熱した後、粗圧延で40mmのシートバーとした。その後、そのシートバーを厚さが40mmのまま幅150 mm、長さ180 mmに切り出し、エッジ部をワイヤーカット等により図５のような凹み部を角の丸まった台形にした断面形状であって寸法の異なる種々の側面部形状に作製した。引き続いて、それらの試料を加熱し、熱延により７mm厚の熱延板とした。このときの熱延板のエッジ部の割れの状況と図５に示したｘ1 、ｙ1 の寸法との関係を図６に示す。この結果と実験１の結果（図４）とを比較することにより、エッジ形状の断面を角がないなめらかな曲線にする方が耳割れは更に軽減されることが判った。なお、耳割れ深さが３mm以上になったシートバーは、側面部の凹み部の寸法形状がｘa 、ｙa のいずれも好適範囲には入らなかった。
【００２２】
（実験３）
Ｃ：0.06％、Si：3.25％、Mn：0.07％、Cu：0.12％、Ｓ：0.02％を含み、残部は主としてFeからなる溶鋼を連続鋳造により厚さ220 mmのスラブとし、ガス燃焼炉で1200℃に加熱した後、粗圧延で50mmのシートバーとした。その後、そのシートバーを厚さが50mmのまま幅150 mm、長さ180 mmに切り出し、エッジ部をワイヤーカット等により図５のような凹み部を角の丸まった台形にした断面形状であって寸法のことなる種々の側面部部形状に作製した。引き続いて、それらの試料をラボで加熱し、熱延により８mm厚の熱延板とした。このときの熱延板エッジ部の割れの状況と図５に示したｘ1 、ｙ1 との関係を図７に示す。
【００２３】
また、図８は、実験２，３の割れ発生状況の結果を板厚比との関係で示した図であるが、この図から
シートバーの側面に加工を施して板厚方向中心近傍に少なくとも一つの凹み部を設け、この凹み部の板厚方向に平行な辺の長さをｙa 、板幅方向に平行な辺の長さをｘa 、シートバー最大厚さをｔとするとき、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦１で、かつ、ｘa ／ｔを、
0.2 ≦ｙa ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘa ／ｔ、
0.7 ≦ｙa ／ｔ≦１の場合0.18ｙa ／ｔ−0.11≦ｘa ／ｔ
となる範囲に満足させること、又は
仕上げ圧延による最初の圧下を行う前のシートバーエッジ部の圧延方向に垂直な断面の形状を、
凹みの深さをｘb 、凹みの幅をｙb 、シートバー最大厚さをｔとして、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦１で、かつ、ｘb ／ｔを、
0.2 ≦ｙb ／ｔ≦0.7 の場合0.02≦ｘb ／ｔ、
0.7 ≦ｙb ／ｔ≦１の場合0.18ｙb ／ｔ−0.11≦ｘb ／ｔ
の条件を満足させると、耳割れ状況が良好であることが判る。なお、耳割れ深さが３mm以上になったシートバーの形状のどんな凹み部のｘa 、ｙa をとっても好適範囲には入らなかった。
【００２４】
以上のように、耳割れ抑制にはシートバーエッジ面を凹み形状とすることが有効であり、かつ、その凹みは板厚方向の長さに対して十分な深さを有し、同時に板厚の中心面に位置していることが好適であるといえる。
また、凹み形状は、円弧等の角が少ないなめらかな曲線にする方が耳割れをより抑制するといえる。
【００２５】
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次のとおりである。
（Si：2.5 〜5.5 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、5.5 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時に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にくくなるのでSi含有量は2.5 〜5.5 mass％の範囲とすることが好ましい。
【００２６】
（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。
【００２７】
（Mn：0.02〜0.12mass％）
Mnは、熱間脆性を防止するためには少なくとも0.02mass％程度を必要とするが、Mn含有量があまりに多過ぎると磁気特性の劣化を引き起こすので、上限は0.12mass％程度とするのが望ましい。
【００２８】
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。更に、Mnの代わりにCuを用いてもよい。この場合、Cuの適正量としては0.02〜0.50mass％となる。すなわち、0.02mass％未満の場合には抑制効果に乏しく、逆に0.50mass％を超えた場合は抑制効果が損なわれる。
インヒビター構成成分のうち、Ｓ、Seのうちから選ばれる少なくとも一種：0.005 〜0.06mass％
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0.005 mass％、0.06mass％とするのが好ましい。
インヒビター構成成分のうち、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。
なお、インヒビター成分としては、上記のＳ、Se、Alのほか、Ni、Cu、Sn、Sb、Mo及びTi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、Ni、Cu、Snが0.01〜0.30mass％、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、一種又は二種以上の複合使用が可能である。
【００２９】
この発明の製造方法においては、Si：2.5 〜5.5 ％を含有する電磁鋼板用スラブを、高温加熱してから粗圧延を行って板幅中心部での厚さが20〜60mmのシートバーとし、引き続いて圧延開始温度が800 〜1250℃である仕上げ圧延を行う。シートバーの厚みを20〜60mmとしたのは、60mm以上では仕上げの圧下率が増加し耳割れが発生し易く、又20mm以下では仕上げ圧延開始温度を800 ℃以上にするのが困難なためである。
また、仕上圧延の開始温度を800 〜1250℃に限定したのは、800 ℃以下ではインヒビーターが粒界に粗大析出し、これを起点として耳割れが発生し易くなり、一方、1250℃を超えるとシートバーの側面部の結晶粒が粗大化して耳割れが発生し易くなるためである。
【００３０】
かかる製造方法において、仕上げ圧延の最初の圧下を行う前に上記シートバーの側面に加工を施して、このシートバー側面付近を圧延方向に垂直な断面で凹形状にすることが肝要である。かかる形状に調製する具体的手段は特に限定するものではなく、ワイヤカット等の方法でも良く、また、エッジャの形状を変えて仕上圧延前のシートバーの側面を凹以上にするのでもよい。ここに、仕上圧延前にエッジャーで整形したとしても、本発明の耳割れ防止効果は大きいのでエッジングロールによる抜熱で助長される耳割れをも本発明によって防止できる。
無論、エッジングロールを予熱してもよい。
また、この発明を満たすシートバーエッジ面形状なら、長さ方向に形状が変化しても同様の効果が得られる。
【００３１】
【実施例】
（実施例１）
Ｃ：0.05％、Si：3.25％、Mn：0.07％、Cu：0.10％、Ｓ：0.02％、残部が主としてFeからなる溶鋼から連続鋳造により厚さ220 mmのスラブを製造し、このスラブをガス燃焼炉で1180℃、更に誘導加熱路で1380℃に加熱した後、粗圧延で40mmのシートバーとした。引き続いて仕上圧延入側で幅圧下によりエッジ部を凹ませた後、仕上げ圧延を行い2.6 mmの熱延板とした。このとき、シートバーエッジ部の形状は、図３のような台形、図５のような台形の角を丸めた形、及び凹みのない平面（比較例）とした。表１に図３、図５のｘ1 、ｙ1 の値を示す。
また、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を観察した結果を表１に示す。なお、耳割れ深さが10mm以上になったシートバーの形状のどんな凹み部の寸法形状をとっても、好適範囲には入らなかった。
【００３２】
【表１】
0003651197.tif 000002
【００３３】
（実施例２）
Ｃ：0.05％、Si：3.20％、Mn：0.07％、Cu：0.10％、残部が主としてFeからなる溶鋼から連続鋳造により厚さ225 mmのスラブを製造し、ガス燃焼炉で1180℃、更に誘導加熱路で1380℃に加熱した後、粗圧延で50mmのシートバーとした。引き続いて、仕上げ圧延入り側で幅圧下によりエッジ部を凹ませた後、仕上げ圧延を行い2.6 mmの熱延板とした。このとき、シートバーエッジ部の形状は、図５のような台形の角を丸めた形、及び凹みのない平面とした。表２に図５のｘ1 、ｙ1 の値を示す。
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を観察した結果を表２に示す。なお、耳割れ深さが10mm以上になったシートバーの形状のどんな凹み部のｘa 、ｙa をとっても好適範囲には入らなかった。
【００３４】
【表２】
0003651197.tif 000003
【００３５】
（実施例３）
Ｃ：0.05％、Si：3.20％、Mn：0.07％、Cu：0.10％、残部が主としてFeからなる溶鋼から連続鋳造により厚さ215 mmのスラブを製造し、ガス燃焼炉で1200℃に加熱した後、粗圧延で35mmのシートバーとした。引き続いて仕上げ圧延入り側で幅圧下によりエッジ部を凹ませた後、仕上げ圧延を行い2.2 mmの熱延板とした。このとき、シートバーエッジ部の形状は、図５のような台形の角を丸めた形、及び凹みのない平面とした。表３に図５のｘ1 、ｙ1 の値を示す。
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を観察した結果を表３に示す。なお、なお、耳割れ深さが10mm以上になったシートバーの形状のどんな凹み部のｘa 、ｙa をとっても好適範囲には入らなかった。
【００３６】
【表３】
0003651197.tif 000004
【００３７】
（実施例４）
Ｃ：0.06％、Si：3.25％、Mn：0.07％、Cu：0.12％、Ｓ：0.02％を含み、残部主としてFeからなる溶鋼から連続鋳造により厚さ220 mmのスラブを製造し、ガス燃焼炉で1200℃まで加熱した後、粗圧延で35mmのシートバーとした。引き続いて、仕上げ圧延入り側で幅圧下によりエッジ部を凹ませた後、仕上げ圧延を行い2.2 mmの熱延板とした。このとき、シートバーエッジ部の形状は、図９のような円弧とした。表４に図９のｘ2 、ｙ2 の値を示す。
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を観察した結果を表に示す。なお、耳割れ深さが10mm以上になったシートバーの形状のどんな凹み部のｘa 、ｙa をとっても好適範囲には入らなかった。
上記の実施例の結果から、耳割れ抑制にはシートバーエッジ面を凹み形状とすることが有効であり、好適な寸法になる適合例のシートバーエッジ面の形状では特に耳割れが良好であることが判る。また、実施例１の結果から、凹み形状は角が少ないほうが耳割れを更に抑制することが判る。このようにこの発明により熱延板の側縁部に発生する耳割れを有効に防止できることか示された。
【００３８】
【表４】
0003651197.tif 000005
【００３９】
【発明の効果】
以上述べたこと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】この発明に従う仕上圧延前の加工によるシートバー側面形状の一例を示す図である。
【図２】この発明に従う仕上圧延前の加工によるシートバー側面形状の他の例を示す図である。
【図３】実験１におけるシートバー側面形状を示す図である。
【図４】熱延板におけるエッジ部の割れ状況と図３に図示したｘ1 、ｙ1 の寸法との関係を示す図である。
【図５】実験２におけるシートバー側面形状を示す図である。
【図６】実験２における熱延板におけるエッジ部の割れ状況と図５に図示したｘ1 、ｙ1 の寸法との関係を示す図である。
【図７】実験３における熱延板エッジ部の割れの状況と図５に示したｘ1 、ｙ1 との関係を示す図である。
【図８】実験２，３の割れ発生状況の結果を板厚比との関係で示した図である。
【図９】実施例４におけるシートバーエッジ部の形状を示す断面図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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