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JP2023155059A - Production method of grain-oriented electromagnetic steel sheet - Google Patents

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JP2023155059A
JP2023155059A JP2022064807A JP2022064807A JP2023155059A JP 2023155059 A JP2023155059 A JP 2023155059A JP 2022064807 A JP2022064807 A JP 2022064807A JP 2022064807 A JP2022064807 A JP 2022064807A JP 2023155059 A JP2023155059 A JP 2023155059A
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steel sheet
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annealing
cold
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春彦 渥美
Haruhiko Atsumi
龍太郎 山縣
Ryutaro Yamagata
隆史 片岡
Takashi Kataoka
雄樹 国田
Yuki Kunida
悠希 冨田
Yuki Tomita
祐治 柏田
Yuji Kashiwada
航也 松下
Koya Matsushita
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Nippon Steel Corp
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Nippon Steel Corp
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Abstract

To provide a method for producing a grain-oriented electromagnetic steel sheet for obtaining a high magnetic flux density and suppressing dispersion of the magnetic flux density.SOLUTION: In a production method of a grain-oriented electromagnetic steel sheet of an embodiment, a cold rolling step includes a tandem rolling step and a reverse rolling step. In the tandem rolling step, an average diameter D1 of a plurality of work rolls used in a plurality of passes is set to 200 mm or more, and a cumulative reduction ratio CR1 is set to 30-87%. In the reverse rolling step, an average diameter D2 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is set to 100 mm or less, and a cumulative reduction ratio CR2 is set to 24-86%. In a decarburization annealing step, an average heating rate HR in the range of 550-750°C of the cold-rolled steel sheet is 100°C/sec or more.SELECTED DRAWING: Figure 1

Description

本発明は、方向性電磁鋼板の製造方法に関する。 The present invention relates to a method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.

方向性電磁鋼板は、結晶方位を{110}<001>方位(ゴス方位)に集積させた鋼板である。方向性電磁鋼板は、軟質磁性材料として、トランスやその他の電気機器の鉄心材料に利用されている。 A grain-oriented electrical steel sheet is a steel sheet in which the crystal orientation is concentrated in the {110}<001> direction (Goss direction). Grain-oriented electrical steel sheets are used as soft magnetic materials for core materials in transformers and other electrical equipment.

方向性電磁鋼板の製造方法は、例えば、次のとおりである。スラブを加熱して熱間圧延を実施して、熱延鋼板を製造する。製造された熱延鋼板を焼鈍する。熱延鋼板に対して冷間圧延を実施して、冷延鋼板を製造する。冷延鋼板に対して脱炭焼鈍を実施して、一次再結晶を発現する。脱炭焼鈍後の冷延鋼板に対して仕上焼鈍を実施して、二次再結晶を発現する。以上の工程により、方向性電磁鋼板が製造される。 A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets is, for example, as follows. The slab is heated and hot rolled to produce a hot rolled steel plate. The manufactured hot rolled steel sheet is annealed. Cold rolling is performed on the hot rolled steel sheet to produce a cold rolled steel sheet. Decarburization annealing is performed on cold-rolled steel sheets to develop primary recrystallization. Finish annealing is performed on the cold rolled steel sheet after decarburization annealing to develop secondary recrystallization. Through the above steps, a grain-oriented electrical steel sheet is manufactured.

上述のとおり、方向性電磁鋼板は鉄心材料に利用されるため、高い磁気特性が求められる。具体的には、磁場の強さが800A/mにおける磁束密度B8の向上が求められている。 As mentioned above, since grain-oriented electrical steel sheets are used as core materials, they are required to have high magnetic properties. Specifically, it is desired to improve the magnetic flux density B8 when the magnetic field strength is 800 A/m.

磁束密度を高める方法として、ゴス方位への集積度の向上が知られている。ゴス方位への集積度を高めるために、通常、高温かつ長時間の仕上焼鈍が行われる。仕上焼鈍において、磁気特性に優れるゴス方位粒が、その周囲の他の方位の結晶粒を蚕食しながら、センチメートルオーダーのサイズまで成長する(二次再結晶)。このようなゴス方位粒の粗大化により結晶方位が揃ってきて、ゴス方位への集積度が高まる。 Improving the degree of integration in the Goss direction is known as a method for increasing magnetic flux density. In order to increase the degree of integration in the Goss orientation, finishing annealing is usually performed at a high temperature and for a long time. During final annealing, Goss-oriented grains with excellent magnetic properties grow to a size on the order of centimeters (secondary recrystallization) while eating away at surrounding crystal grains in other orientations. Due to such coarsening of the Goss-oriented grains, the crystal orientation becomes uniform, and the degree of accumulation in the Goss orientation increases.

ゴス方位粒の粗大化により、ゴス方位への集積度は高まる。その結果、磁束密度も高まる。しかしながら、ゴス方位粒の粗大化は、磁束密度のばらつきを生じさせる。具体的には、上述の製造方法では、コイル状の鋼板を熱処理炉に装入して、仕上焼鈍を実施する。この場合、鋼板に一定の曲率が付与された状態で、二次再結晶が発現する。そのため、コイル状の鋼板を巻き解いて平坦な状態としたとき、コイルの曲率に応じて結晶方位の連続的なズレが発生する。この結晶方位のズレにより、結晶粒の結晶方位がゴス方位からずれる場合がある。この場合、磁束密度が低下する。このような結晶方位のズレが、磁束密度のばらつきを発生させる。
ゴス方位への集積度を高める手段は、特開平6-049543号公報(特許文献1)、特開平7-62436号公報(特許文献2)、特開平10-280040号公報(特許文献3)及び特開2003-096520号公報(特許文献4)に提案されている。
これらの文献では、一次再結晶を発現するための焼鈍処理の昇温過程において、急速加熱を実施する。急速加熱により、二次再結晶の核となるゴス方位粒を、一次再結晶組織中に富化させる。
As the grains in the Goss orientation become coarser, the degree of accumulation in the Goss orientation increases. As a result, the magnetic flux density also increases. However, coarsening of Goss-oriented grains causes variations in magnetic flux density. Specifically, in the above manufacturing method, a coiled steel plate is charged into a heat treatment furnace and finish annealed. In this case, secondary recrystallization occurs in a state where a certain curvature is imparted to the steel plate. Therefore, when a coiled steel plate is unwound into a flat state, continuous deviations in crystal orientation occur depending on the curvature of the coil. Due to this deviation in crystal orientation, the crystal orientation of the crystal grains may deviate from the Goss orientation. In this case, the magnetic flux density decreases. Such deviations in crystal orientation cause variations in magnetic flux density.
Means for increasing the degree of accumulation in the Goss direction are disclosed in JP-A-6-049543 (Patent Document 1), JP-A-7-62436 (Patent Document 2), JP-A-10-280040 (Patent Document 3), and This is proposed in Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-096520 (Patent Document 4).
In these documents, rapid heating is performed in the temperature raising process of the annealing treatment to induce primary recrystallization. By rapid heating, Goss-oriented grains, which serve as nuclei for secondary recrystallization, are enriched in the primary recrystallized structure.

特開平6-049543号公報Japanese Patent Application Publication No. 6-049543 特開平7-62436号公報Japanese Patent Application Publication No. 7-62436 特開平10-280040号公報Japanese Patent Application Publication No. 10-280040 特開2003-096520号公報JP2003-096520A

特許文献1~4に記載の製造方法では確かに、二次再結晶の核となる微細ゴス方位粒を、一次再結晶組織中に富化させることができ、これにより、ゴス方位への集積度を高めることができる。しかしながら、二次再結晶時においてゴス方位粒が過剰に粗大化すれば、上述の結晶方位のズレが生じてしまう。そのため、コイル状の方向性電磁鋼板の最外周部分と、最内周部分とで、磁束密度にばらつきが生じる場合がある。 It is true that the manufacturing methods described in Patent Documents 1 to 4 can enrich fine Goss-oriented grains, which serve as nuclei for secondary recrystallization, in the primary recrystallized structure, thereby increasing the degree of accumulation in the Goss orientation. can be increased. However, if Goss-oriented grains become excessively coarse during secondary recrystallization, the above-mentioned deviation in crystal orientation will occur. Therefore, variations may occur in the magnetic flux density between the outermost circumferential portion and the innermost circumferential portion of the coiled grain-oriented electromagnetic steel sheet.

本開示の目的は、高い磁束密度が得られ、かつ、磁束密度のばらつきを抑制できる、方向性電磁鋼板の製造方法を提供することである。 An object of the present disclosure is to provide a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet that can obtain high magnetic flux density and suppress variations in magnetic flux density.

本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、次の工程を備える。 A method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure includes the following steps.

化学組成が、質量%で、
C:0.01~0.20%、
Si:2.0~4.5%、
Mn:0.01~0.30%、
S:0.01~0.05%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.01~0.02%、
Cr:0.00~0.50%、
Sn:0.00~0.30%、
Sb:0.00~0.30%、
Ni:0.00~0.50%、
Mo:0.00~0.20%、
P:0.00~0.15%、
Cu:0.00~0.50%、
Se:0.00~0.03%、
V:0.00~0.15%、及び、
Bi:0.0000~0.0100%、
を含有し、残部がFe及び不純物からなるスラブを熱間圧延して熱延鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱延鋼板を焼鈍する熱延板焼鈍工程と、
前記熱延板焼鈍工程後の前記熱延鋼板を、累積圧下率CR0を90%以上として冷間圧延し、冷延鋼板を製造する冷間圧延工程と、
前記冷延鋼板に対して脱炭焼鈍を実施して、脱炭焼鈍鋼板を製造する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布し、前記焼鈍分離剤が塗布された前記脱炭焼鈍鋼板に対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造する仕上焼鈍工程と、
前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜形成液を塗布し、前記絶縁皮膜形成液が塗布された前記仕上焼鈍鋼板に対して熱処理を実施して、前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜を形成する、絶縁皮膜形成工程と、を備え、
前記冷間圧延工程は、
一列に配列された複数の圧延スタンドを含むタンデム圧延機を用いて、前記熱延鋼板に対して複数のパス数の連続圧延を実施して、中間鋼板を製造するタンデム圧延工程と、
多段圧延機を用いて、前記タンデム圧延工程後に熱処理が施されていない前記中間鋼板に対して複数のパス数のリバース圧延を実施して、前記冷延鋼板を製造するリバース圧延工程と、を含み、
前記タンデム圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D1を200mm以上とし、
累積圧下率CR1を30~87%とし、
前記リバース圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D2を100mm以下とし、
累積圧下率CR2を24~86%とし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記冷延鋼板の温度が550℃~750℃の範囲での平均昇温速度HRを100℃/秒以上とする、
方向性電磁鋼板の製造方法。
The chemical composition is in mass%,
C: 0.01-0.20%,
Si: 2.0 to 4.5%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S: 0.01-0.05%,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.01-0.02%,
Cr: 0.00-0.50%,
Sn: 0.00-0.30%,
Sb: 0.00 to 0.30%,
Ni: 0.00 to 0.50%,
Mo: 0.00-0.20%,
P: 0.00-0.15%,
Cu: 0.00-0.50%,
Se: 0.00-0.03%,
V: 0.00 to 0.15%, and
Bi: 0.0000-0.0100%,
A hot rolling step of producing a hot rolled steel plate by hot rolling a slab containing Fe and the remainder consisting of Fe and impurities;
a hot-rolled plate annealing step of annealing the hot-rolled steel plate;
A cold rolling step of manufacturing a cold rolled steel sheet by cold rolling the hot rolled steel sheet after the hot rolled sheet annealing step at a cumulative reduction rate CR0 of 90% or more;
a decarburization annealing step of performing decarburization annealing on the cold rolled steel sheet to produce a decarburization annealed steel sheet;
A finish annealing step of applying an annealing separator to the decarburized annealed steel plate, and performing finish annealing on the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator to produce a finish annealed steel plate;
An insulating film forming step of applying an insulating film forming liquid to the finish annealed steel plate, and performing heat treatment on the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid to form an insulating film on the finish annealed steel plate. and,
The cold rolling process includes:
A tandem rolling step of manufacturing an intermediate steel plate by continuously rolling the hot-rolled steel plate in a plurality of passes using a tandem rolling mill including a plurality of rolling stands arranged in a row;
A reverse rolling step of manufacturing the cold rolled steel sheet by performing reverse rolling for a plurality of passes on the intermediate steel sheet that has not been heat treated after the tandem rolling step using a multi-high rolling mill. ,
In the tandem rolling process,
The average diameter D1 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 200 mm or more,
The cumulative reduction rate CR1 is set to 30 to 87%,
In the reverse rolling process,
The average diameter D2 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 100 mm or less,
The cumulative reduction rate CR2 is set to 24 to 86%,
In the decarburization annealing step,
The average temperature increase rate HR in the temperature range of 550°C to 750°C of the cold rolled steel sheet is 100°C/second or more,
A method for producing grain-oriented electrical steel sheets.

本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、高い磁束密度が得られ、かつ、磁束密度のばらつきを抑制できる方向性電磁鋼板を製造できる。 The method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure can produce a grain-oriented electrical steel sheet that can obtain high magnetic flux density and suppress variations in magnetic flux density.

図1は、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法のフロー図である。FIG. 1 is a flow diagram of a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment. 図2は、タンデム圧延機の模式図である。FIG. 2 is a schematic diagram of a tandem rolling mill. 図3は、リバース圧延工程で用いられる多段圧延機の模式図である。FIG. 3 is a schematic diagram of a multi-high rolling mill used in the reverse rolling process.

本発明者らは、高い磁束密度が得られ、かつ、磁束密度のばらつきを抑制するためには、二次再結晶後のゴス方位粒の過剰な粗大化を抑制することが有効と考えた。そこで、化学組成が、C:0.01~0.20%、Si:2.0~4.5%、Mn:0.01~0.30%、S:0.01~0.05%、sol.Al:0.01~0.05%、N:0.01~0.02%、Cr:0.00~0.50%、Sn:0.00~0.30%、Sb:0.00~0.30%、Ni:0.00~0.50%、Mo:0.00~0.20%、P:0.00~0.15%、Cu:0.00~0.50%、Se:0.00~0.03%、V:0.00~0.15%、及び、Bi:0.0000~0.0100%、を含有し、残部がFe及び不純物からなるスラブを用いて方向性電磁鋼板を製造した場合の、磁束密度と、コイルの外周部分と内周部分とでの磁束密度のばらつきとを調査した。 The present inventors believed that in order to obtain a high magnetic flux density and suppress variations in the magnetic flux density, it is effective to suppress excessive coarsening of Goss-oriented grains after secondary recrystallization. Therefore, the chemical composition is C: 0.01-0.20%, Si: 2.0-4.5%, Mn: 0.01-0.30%, S: 0.01-0.05%, sol. Al: 0.01 to 0.05%, N: 0.01 to 0.02%, Cr: 0.00 to 0.50%, Sn: 0.00 to 0.30%, Sb: 0.00 to 0.30%, Ni: 0.00-0.50%, Mo: 0.00-0.20%, P: 0.00-0.15%, Cu: 0.00-0.50%, Se : 0.00 to 0.03%, V: 0.00 to 0.15%, and Bi: 0.0000 to 0.0100%, with the balance consisting of Fe and impurities. The magnetic flux density and the variation in magnetic flux density between the outer circumferential portion and the inner circumferential portion of the coil were investigated when a magnetic steel sheet was manufactured.

初めに、一次再結晶が発現する脱炭焼鈍工程において、急速加熱を実施した。その結果、鋼板温度が550℃から750℃に至るまでの昇温速度HRが100℃/秒以上であれば、一次再結晶組織において、十分な量の微細ゴス方位粒が生成し、二次再結晶時にゴス方位への集積度が高まることが分かった。 First, rapid heating was performed in the decarburization annealing process where primary recrystallization occurs. As a result, if the heating rate HR from 550°C to 750°C is 100°C/sec or more, a sufficient amount of fine Goss-oriented grains will be generated in the primary recrystallized structure, and secondary recrystallization will occur. It was found that the degree of accumulation in the Goss orientation increases during crystallization.

しかしながら、脱炭焼鈍工程時に急速加熱をするだけでは、二次再結晶時においてゴス方位への集積度を高めることはできるものの、ゴス方位粒の粗大化を十分に抑制することはできなかった。そのため、磁束密度のばらつきを十分に抑制することはできなかった。 However, by simply performing rapid heating during the decarburization annealing process, although it was possible to increase the degree of accumulation in the Goss orientation during secondary recrystallization, it was not possible to sufficiently suppress the coarsening of the Goss orientation grains. Therefore, it has not been possible to sufficiently suppress variations in magnetic flux density.

そこで、本発明者らは、二次再結晶時のゴス方位の結晶粒を抑制する方法について検討を行った。その結果、次の知見を得た。 Therefore, the present inventors investigated a method for suppressing Goss-oriented crystal grains during secondary recrystallization. As a result, we obtained the following knowledge.

本発明者らは、冷間圧延工程に注目した。方向性電磁鋼板の製造工程中の冷間圧延工程では、圧下率を高めるために、多段圧延機を用いたリバース圧延が採用される場合が多い。多段圧延機では、圧延対象となる鋼板に高い圧下を付与するために、一対のワークロールを複数のバックアップロールで支持する。一対のワークロールの直径を小さくすることができ、ロールの撓みを極力低減できる。これにより、高い圧下率を実現する。 The present inventors focused on the cold rolling process. In the cold rolling step during the manufacturing process of grain-oriented electrical steel sheets, reverse rolling using a multi-high rolling mill is often employed in order to increase the rolling reduction. In a multi-high rolling mill, a pair of work rolls is supported by a plurality of backup rolls in order to apply a high reduction to a steel plate to be rolled. The diameter of the pair of work rolls can be made small, and the deflection of the rolls can be reduced as much as possible. This achieves a high rolling reduction ratio.

しかしながら、直径の小さいワークロールで冷間圧延を実施する場合、鋼板表層に多くのせん断歪が導入される。多くのせん断歪が導入された場合、鋼板表層においては、冷間圧延の安定方位群の一つであるαファイバ方位群が鋼板表層で発達する。αファイバ方位群から一次再結晶する結晶方位粒は粗大化し易い。そのため、一次再結晶で多数のゴス方位粒を生成させた場合、仕上焼鈍工程における二次再結晶発現直前までの粒成長過程において、二次再結晶の核となるゴス方位粒が減少し、二次再結晶粒が粗大化し易くなる。その結果、コイル状で仕上焼鈍を行う方向性電磁鋼板において、磁束密度にばらつきが生じやすくなる。 However, when cold rolling is performed using work rolls with a small diameter, a large amount of shear strain is introduced into the surface layer of the steel sheet. When a large amount of shear strain is introduced, an α-fiber orientation group, which is one of the stable orientation groups during cold rolling, develops in the steel sheet surface layer. Crystal orientation grains that undergo primary recrystallization from the α-fiber orientation group tend to become coarse. Therefore, when a large number of Goss-oriented grains are generated in primary recrystallization, the number of Goss-oriented grains that become the nucleus of secondary recrystallization decreases during the grain growth process immediately before the appearance of secondary recrystallization in the final annealing process. The next recrystallized grains tend to become coarser. As a result, in a grain-oriented electrical steel sheet that is finish annealed in a coiled state, variations in magnetic flux density tend to occur.

そこで、本発明者は、冷間圧延工程においてせん断歪の導入を低減できれば、二次再結晶でのゴス方位粒の粗大化を抑制できると考えた。冷間圧延工程においてせん断歪の導入が抑制されれば、冷延鋼板には、αファイバ方位群に代えて、γファイバ方位群が残存しやすくなる。γファイバ方位群は一次再結晶時に{111}再結晶群を生成する。{111}再結晶群は粒成長の駆動力が低く、粗大化し難い。そのため、一次再結晶で多数のゴス方位粒を生成させた場合、仕上焼鈍工程における二次再結晶発現直前までの粒成長過程において、二次再結晶の核となるゴス方位粒が減少し難い。そのため、多数の核(ゴス方位粒)が二次再結晶し、各二次再結晶粒の粒成長が抑制される。その結果、コイル状で仕上焼鈍を行う方向性電磁鋼板において、磁束密度にばらつきが生じやすくなる。 Therefore, the present inventor thought that if the introduction of shear strain in the cold rolling process could be reduced, coarsening of Goss-oriented grains during secondary recrystallization could be suppressed. If the introduction of shear strain is suppressed in the cold rolling process, the γ fiber orientation group tends to remain in the cold rolled steel sheet instead of the α fiber orientation group. The γ fiber orientation group generates a {111} recrystallization group during primary recrystallization. The {111} recrystallized group has a low driving force for grain growth and is difficult to coarsen. Therefore, when a large number of Goss-oriented grains are generated in the primary recrystallization, the Goss-oriented grains that become the nuclei of the secondary recrystallization are difficult to decrease in the grain growth process immediately before the appearance of secondary recrystallization in the final annealing step. Therefore, a large number of nuclei (Goss-oriented grains) undergo secondary recrystallization, and grain growth of each secondary recrystallized grain is suppressed. As a result, in a grain-oriented electrical steel sheet that is finish annealed in a coiled state, variations in magnetic flux density tend to occur.

以上の考察に基づいて、本発明者らは、冷間圧延工程について検討を行った。その結果、冷間圧延工程において、タンデム圧延工程と、リバース圧延工程とを実施し、各工程において、以下に規定する条件を満たせば、コイル状の方向性電磁鋼板において、高い時速密度が得られ、かつ、磁束密度のばらつきを抑制できることを見出した。 Based on the above considerations, the present inventors investigated the cold rolling process. As a result, if a tandem rolling process and a reverse rolling process are carried out in the cold rolling process, and the conditions specified below are met in each process, a high hourly density can be obtained in a coiled grain-oriented electrical steel sheet. It has also been found that variations in magnetic flux density can be suppressed.

以上の知見により完成した本実施形態の方向性電磁鋼板の製造方法は、次の工程を備える。 The method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, which was completed based on the above knowledge, includes the following steps.

[1]
化学組成が、質量%で、
C:0.01~0.20%、
Si:2.0~4.5%、
Mn:0.01~0.30%、
S:0.01~0.05%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.01~0.02%、
Cr:0.00~0.50%、
Sn:0.00~0.30%、
Sb:0.00~0.30%、
Ni:0.00~0.50%、
Mo:0.00~0.20%、
P:0.00~0.15%、
Cu:0.00~0.50%、
Se:0.00~0.03%、
V:0.00~0.15%、及び、
Bi:0.0000~0.0100%、
を含有し、残部がFe及び不純物からなるスラブを熱間圧延して熱延鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱延鋼板を焼鈍する熱延板焼鈍工程と、
前記熱延板焼鈍工程後の前記熱延鋼板を、累積圧下率CR0を90%以上として冷間圧延し、冷延鋼板を製造する冷間圧延工程と、
前記冷延鋼板に対して脱炭焼鈍を実施して、脱炭焼鈍鋼板を製造する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布し、前記焼鈍分離剤が塗布された前記脱炭焼鈍鋼板に対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造する仕上焼鈍工程と、
前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜形成液を塗布し、前記絶縁皮膜形成液が塗布された前記仕上焼鈍鋼板に対して熱処理を実施して、前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜を形成する、絶縁皮膜形成工程と、を備え、
前記冷間圧延工程は、
一列に配列された複数の圧延スタンドを含むタンデム圧延機を用いて、前記熱延鋼板に対して複数のパス数の連続圧延を実施して、中間鋼板を製造するタンデム圧延工程と、
多段圧延機を用いて、前記タンデム圧延工程後に熱処理が施されていない前記中間鋼板に対して複数のパス数のリバース圧延を実施して、前記冷延鋼板を製造するリバース圧延工程と、を含み、
前記タンデム圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D1を200mm以上とし、
累積圧下率CR1を30~87%とし、
前記リバース圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D2を100mm以下とし、
累積圧下率CR2を24~86%とし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記冷延鋼板の温度が550℃~750℃の範囲での平均昇温速度HRを100℃/秒以上とする、
方向性電磁鋼板の製造方法。
[1]
The chemical composition is in mass%,
C: 0.01-0.20%,
Si: 2.0 to 4.5%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S: 0.01-0.05%,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.01-0.02%,
Cr: 0.00-0.50%,
Sn: 0.00-0.30%,
Sb: 0.00 to 0.30%,
Ni: 0.00 to 0.50%,
Mo: 0.00-0.20%,
P: 0.00-0.15%,
Cu: 0.00-0.50%,
Se: 0.00-0.03%,
V: 0.00 to 0.15%, and
Bi: 0.0000-0.0100%,
A hot rolling step of producing a hot rolled steel plate by hot rolling a slab containing Fe and the remainder consisting of Fe and impurities;
a hot-rolled plate annealing step of annealing the hot-rolled steel plate;
A cold rolling step of manufacturing a cold rolled steel sheet by cold rolling the hot rolled steel sheet after the hot rolled sheet annealing step at a cumulative reduction rate CR0 of 90% or more;
a decarburization annealing step of performing decarburization annealing on the cold rolled steel sheet to produce a decarburization annealed steel sheet;
A finish annealing step of applying an annealing separator to the decarburized annealed steel plate, and performing finish annealing on the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator to produce a finish annealed steel plate;
An insulating film forming step of applying an insulating film forming liquid to the finish annealed steel plate, and performing heat treatment on the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid to form an insulating film on the finish annealed steel plate. and,
The cold rolling process includes:
A tandem rolling step of manufacturing an intermediate steel plate by continuously rolling the hot-rolled steel plate in a plurality of passes using a tandem rolling mill including a plurality of rolling stands arranged in a row;
A reverse rolling step of manufacturing the cold rolled steel sheet by performing reverse rolling for a plurality of passes on the intermediate steel sheet that has not been heat treated after the tandem rolling step using a multi-high rolling mill. ,
In the tandem rolling process,
The average diameter D1 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 200 mm or more,
The cumulative reduction rate CR1 is set to 30 to 87%,
In the reverse rolling process,
The average diameter D2 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 100 mm or less,
The cumulative reduction rate CR2 is set to 24 to 86%,
In the decarburization annealing step,
The average temperature increase rate HR in the temperature range of 550°C to 750°C of the cold rolled steel sheet is 100°C/second or more,
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.

[2]
[1]に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブは、
Cr:0.01~0.50%、
Sn:0.01~0.30%、
Sb:0.01~0.30%、
Ni:0.01~0.50%、
Mo:0.01~0.20%、
P:0.01~0.15%、
Cu:0.01~0.50%、
Se:0.01~0.03%、
V:0.01~0.15%、及び、
Bi:0.0001~0.0100%、
からなる群から選択される1元素以上を含有する、
方向性電磁鋼板の製造方法。
[2]
The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet according to [1],
The slab is
Cr: 0.01-0.50%,
Sn: 0.01-0.30%,
Sb: 0.01 to 0.30%,
Ni: 0.01-0.50%,
Mo: 0.01-0.20%,
P: 0.01-0.15%,
Cu: 0.01 to 0.50%,
Se: 0.01-0.03%,
V: 0.01 to 0.15%, and
Bi: 0.0001-0.0100%,
Containing one or more elements selected from the group consisting of
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.

以下、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法について詳述する。なお、本明細書において、元素の含有量に関する%は、特に断りのない限り、質量%を意味する。 Hereinafter, a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment will be described in detail. In addition, in this specification, % regarding the content of an element means mass % unless otherwise specified.

[製造工程フロー]
図1は、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法のフロー図である。図1を参照して、本製造方法は、次の工程S1~工程S6を含む。
・熱間圧延工程S1
・熱延板焼鈍工程S2
・冷間圧延工程S3
・脱炭焼鈍工程S4
・仕上焼鈍工程S5
・絶縁皮膜形成工程S6
[Manufacturing process flow]
FIG. 1 is a flow diagram of a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment. Referring to FIG. 1, the present manufacturing method includes the following steps S1 to S6.
・Hot rolling process S1
・Hot rolled plate annealing process S2
・Cold rolling process S3
・Decarburization annealing process S4
・Final annealing process S5
・Insulating film formation step S6

冷間圧延工程S3はさらに、次の2つの工程を含む。
・タンデム圧延工程S31
・リバース圧延工程S32
The cold rolling step S3 further includes the following two steps.
・Tandem rolling process S31
・Reverse rolling process S32

本実施形態の製造方法では、冷間圧延工程S3(タンデム圧延工程S31、リバース圧延工程S32)、及び、脱炭焼鈍工程S4において、次の製造条件を満たすことが特徴である。
(タンデム圧延工程S31の条件)
条件1:タンデム圧延機を用いて、複数のパス数の連続圧延を実施する。
条件2:ワークロールの平均直径D1を200mm以上とする。
条件3:累積圧下率CR1を30~87%とする。
(リバース圧延工程S32の条件)
条件4:多段圧延機を用いて、複数のパス数のリバース圧延を実施する。
条件5:タンデム圧延工程後に熱処理が施されていない中間鋼板を圧延対象とする。
条件6:ワークロールの平均直径D2を100mm以下とする。
条件7:累積圧下率CR2を24~86%とする。
(冷間圧延工程S3全体の条件)
条件8:冷間圧延工程S3全体での累積圧下率CR0を90%以上とする。
(脱炭焼鈍工程S4での条件)
条件9:550℃~750℃の範囲での平均昇温速度HRを100℃/秒以上とする。
以下、各工程S1~S6について説明する。
The manufacturing method of this embodiment is characterized in that the following manufacturing conditions are satisfied in the cold rolling step S3 (tandem rolling step S31, reverse rolling step S32) and decarburization annealing step S4.
(Conditions for tandem rolling process S31)
Condition 1: Continuous rolling with a plurality of passes is performed using a tandem rolling mill.
Condition 2: The average diameter D1 of the work roll is 200 mm or more.
Condition 3: Cumulative rolling reduction rate CR1 is 30 to 87%.
(Conditions for reverse rolling process S32)
Condition 4: Reverse rolling is performed in a plurality of passes using a multi-high rolling mill.
Condition 5: An intermediate steel plate that has not been subjected to heat treatment after the tandem rolling process is to be rolled.
Condition 6: The average diameter D2 of the work roll is 100 mm or less.
Condition 7: Cumulative rolling reduction rate CR2 is 24 to 86%.
(Overall conditions of cold rolling process S3)
Condition 8: The cumulative rolling reduction CR0 in the entire cold rolling step S3 is 90% or more.
(Conditions in decarburization annealing step S4)
Condition 9: The average temperature increase rate HR in the range of 550°C to 750°C is 100°C/sec or more.
Each step S1 to S6 will be explained below.

[熱間圧延工程(S1)]
熱間圧延工程(S1)では、準備されたスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する。スラブの化学組成は、次の元素を含有する。
[Hot rolling process (S1)]
In the hot rolling step (S1), a prepared slab is hot rolled to produce a steel plate. The chemical composition of the slab contains the following elements:

[スラブの化学組成中の必須元素]
C:0.01~0.20%
炭素(C)は、製造工程中における脱炭焼鈍工程完了までの組織制御に有効である。C含有量が0.01%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、C含有量が0.20%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であり、後述の脱炭焼鈍工程を実施しても、脱炭が不十分となり、磁気時効が起こってしまう。この場合、十分な鉄損特性が得られない。
したがって、C含有量は0.01~0.20%である。
C含有量の好ましい下限は0.02%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.07%である。
C含有量の好ましい上限は0.18%であり、さらに好ましくは0.16%であり、さらに好ましくは0.14%である。
[Essential elements in the chemical composition of the slab]
C: 0.01-0.20%
Carbon (C) is effective in controlling the structure during the manufacturing process until the decarburization annealing process is completed. If the C content is less than 0.01%, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
On the other hand, if the C content exceeds 0.20%, the contents of other elements are within the range of this embodiment, and decarburization will be insufficient even if the decarburization annealing process described below is performed, resulting in magnetic aging. will happen. In this case, sufficient iron loss characteristics cannot be obtained.
Therefore, the C content is 0.01-0.20%.
The preferable lower limit of the C content is 0.02%, more preferably 0.05%, and still more preferably 0.07%.
A preferable upper limit of the C content is 0.18%, more preferably 0.16%, and still more preferably 0.14%.

Si:2.0~4.5%
シリコン(Si)は、方向性電磁鋼板の比抵抗を高めて、鉄損のうちの渦電流損を低減する。Si含有量が2.0%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Si含有量が4.5%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼の冷間加工性が低下する。
したがって、Si含有量は2.0~4.5%である。
Si含有量の好ましい下限は2.2%であり、さらに好ましくは2.5%であり、さらに好ましくは、2.8%である。
Si含有量の好ましい上限は4.3%であり、さらに好ましくは4.0%であり、さらに好ましくは3.7%である。
Si: 2.0-4.5%
Silicon (Si) increases the resistivity of grain-oriented electrical steel sheets and reduces eddy current loss among iron losses. If the Si content is less than 2.0%, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
On the other hand, if the Si content exceeds 4.5%, the cold workability of the steel decreases even if the contents of other elements are within the ranges of this embodiment.
Therefore, the Si content is between 2.0 and 4.5%.
The lower limit of the Si content is preferably 2.2%, more preferably 2.5%, and still more preferably 2.8%.
A preferable upper limit of the Si content is 4.3%, more preferably 4.0%, and still more preferably 3.7%.

Mn:0.01~0.30%
マンガン(Mn)は、方向性電磁鋼板の比抵抗を高めて鉄損を低減する。Mnはさらに、熱間加工性を高めて、熱間圧延における割れの発生を抑制する。Mnはさらに、熱間圧延工程において、Sと結合して微細なMnSを形成する。微細MnSは、インヒビターとして活用される微細AlNの析出核となる。そのため、熱間圧延工程において、微細MnSの析出量が多ければ、熱延板焼鈍工程において、十分な量の微細AlNが得られる。Mn含有量が0.01%未満であれば、上記効果が十分に得られない。
一方、Mn含有量が0.30%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、方向性電磁鋼板の磁束密度が低下する。
したがって、Mn含有量は0.01~0.30%である。
Mn含有量の好ましい下限は0.02%であり、さらに好ましくは0.03%である。
Mn含有量の好ましい上限は0.20%であり、さらに好ましくは0.15%である。
Mn: 0.01-0.30%
Manganese (Mn) increases the resistivity of grain-oriented electrical steel sheets and reduces core loss. Mn further improves hot workability and suppresses the occurrence of cracks during hot rolling. Mn further combines with S to form fine MnS in the hot rolling process. The fine MnS becomes a precipitation nucleus of fine AlN used as an inhibitor. Therefore, if the amount of fine MnS precipitated is large in the hot rolling process, a sufficient amount of fine AlN can be obtained in the hot rolled sheet annealing process. If the Mn content is less than 0.01%, the above effects cannot be sufficiently obtained.
On the other hand, if the Mn content exceeds 0.30%, the magnetic flux density of the grain-oriented electrical steel sheet will decrease even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
Therefore, the Mn content is 0.01-0.30%.
The lower limit of the Mn content is preferably 0.02%, more preferably 0.03%.
A preferable upper limit of the Mn content is 0.20%, more preferably 0.15%.

S:0.01~0.05%
硫黄(S)は、熱間圧延工程中において、Mnと結合して、上述の微細MnSを形成する。上述のとおり、微細MnSは、インヒビターとして活用される微細AlNの析出核となる。そのため、熱間圧延工程において、微細MnSの析出量が多ければ、十分な量の微細AlNが得られる。S含有量が0.01%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、S含有量が0.05%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、仕上焼鈍工程後の鋼板中においてMnSが残存する場合がある。この場合、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
したがって、S含有量は0.01~0.05%である。
S含有量の好ましい下限は0.02%である。S含有量の好ましい上限は0.04%である。
S: 0.01~0.05%
Sulfur (S) combines with Mn during the hot rolling process to form the above-mentioned fine MnS. As described above, fine MnS becomes a precipitation nucleus of fine AlN used as an inhibitor. Therefore, in the hot rolling process, if the amount of fine MnS precipitated is large, a sufficient amount of fine AlN can be obtained. If the S content is less than 0.01%, the above effects cannot be sufficiently obtained even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
On the other hand, if the S content exceeds 0.05%, MnS may remain in the steel sheet after the final annealing process even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. In this case, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
Therefore, the S content is 0.01-0.05%.
The preferable lower limit of the S content is 0.02%. A preferable upper limit of the S content is 0.04%.

sol.Al:0.01~0.05%
アルミニウム(Al)は、方向性電磁鋼板の製造工程中において、Nと結合してAlNを形成し、インヒビターとして機能する。sol.Al含有量が0.01%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、インヒビターとして機能する十分な量のAlNが得られない。
一方、sol.Al含有量が0.05%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、インヒビターとしての機能が過大となり、良好な二次再結晶が発現しなくなる。
したがって、sol.Al含有量は0.01~0.05%である。
sol.Al含有量の好ましい下限は0.02%である。sol.Al含有量の好ましい上限は0.04%である。
なお、本明細書において、sol.Al含有量は、酸可溶Alの含有量を意味する。
sol. Al: 0.01~0.05%
During the manufacturing process of grain-oriented electrical steel sheets, aluminum (Al) combines with N to form AlN and functions as an inhibitor. sol. If the Al content is less than 0.01%, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment, a sufficient amount of AlN to function as an inhibitor cannot be obtained.
On the other hand, sol. If the Al content exceeds 0.05%, even if the contents of other elements are within the ranges of this embodiment, the function as an inhibitor will be excessive and good secondary recrystallization will not occur.
Therefore, sol. Al content is 0.01-0.05%.
sol. A preferable lower limit of the Al content is 0.02%. sol. A preferable upper limit of the Al content is 0.04%.
In addition, in this specification, sol. Al content means the content of acid-soluble Al.

N:0.01~0.02%
窒素(N)は、方向性電磁鋼板の製造工程中において、Alと結合してAlNを形成し、インヒビターとして機能する。N含有量を0.01%未満とするためには、製鋼工程において過度の精錬を必要とし、この場合、製造コストが高くなる。したがって、N含有量の下限は0.01%である。
一方、鋼材中のN含有量が0.02%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、冷間圧延時に鋼板にブリスタ(空孔)が多数生成しやすくなる。
したがって、N含有量は0.01~0.02%である。
N: 0.01-0.02%
During the manufacturing process of grain-oriented electrical steel sheets, nitrogen (N) combines with Al to form AlN and functions as an inhibitor. In order to reduce the N content to less than 0.01%, excessive refining is required in the steel manufacturing process, which increases manufacturing costs. Therefore, the lower limit of N content is 0.01%.
On the other hand, if the N content in the steel material exceeds 0.02%, even if the content of other elements is within the range of this embodiment, many blisters (vacancies) are likely to be generated in the steel sheet during cold rolling. Become.
Therefore, the N content is 0.01-0.02%.

本実施形態によるスラブの化学組成の残部は、Fe及び不純物からなる。ここで、不純物とは、方向性電磁鋼板の素材であるスラブを工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、又は、製造環境などから混入されるものであって、本実施形態の製造方法により製造される方向性電磁鋼板に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。 The remainder of the chemical composition of the slab according to this embodiment consists of Fe and impurities. Here, impurities are those that are mixed in from ores as raw materials, scraps, or the manufacturing environment when industrially manufacturing slabs, which are the raw materials for grain-oriented electrical steel sheets. It means what is permissible within a range that does not adversely affect the grain-oriented electrical steel sheet manufactured by the manufacturing method.

[スラブの化学組成中の任意元素]
上述のスラブの化学組成はさらに、Feの一部に代えて、
Cr:0.00~0.50%、
Sn:0.00~0.30%、
Sb:0.00~0.30%、
Ni:0.00~0.50%、
Mo:0.00~0.20%、
P:0.00~0.15%、
Cu:0.00~0.50%、
Se:0.00~0.03%、
V:0.00~0.15%、及び、
Bi:0.0000~0.0100%、
からなる群から選択される1元素以上を含有してもよい。
[Arbitrary elements in the chemical composition of the slab]
The chemical composition of the above-mentioned slab further includes, in place of a portion of Fe,
Cr: 0.00-0.50%,
Sn: 0.00-0.30%,
Sb: 0.00 to 0.30%,
Ni: 0.00 to 0.50%,
Mo: 0.00-0.20%,
P: 0.00-0.15%,
Cu: 0.00-0.50%,
Se: 0.00-0.03%,
V: 0.00 to 0.15%, and
Bi: 0.0000-0.0100%,
It may contain one or more elements selected from the group consisting of.

[第1群:Cr、Sn及びSb]
Cr、Sn、及びSbはいずれも、方向性電磁鋼板の磁気特性を高め、かつ、磁気特性のばらつきを低減する。以下、Cr、Sn及びSbについて説明する。
[Group 1: Cr, Sn and Sb]
Cr, Sn, and Sb all enhance the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet and reduce variations in the magnetic properties. Cr, Sn and Sb will be explained below.

Cr:0.00~0.50%
クロム(Cr)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Cr含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Crは脱炭焼鈍工程時に生成される酸化層の性質を向上する。この場合、仕上焼鈍工程時に、この酸化層を用いて生成する一次被膜の性質が向上する。さらに、Crは、酸化層及び一次被膜の形成の安定化を実現することにより、方向性電磁鋼板の磁気特性を向上し、磁気特性のばらつきを抑制する。Crが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Cr含有量が0.50%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、一次被膜の形成が不安定になる場合がある。
したがって、Cr含有量は0.00~0.50%である。
上記効果をより有効に得るためのCr含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%である。
Cr含有量の好ましい上限は0.40%であり、さらに好ましくは0.30%であり、さらに好ましくは0.20%であり、さらに好ましくは0.15%である。
Cr: 0.00~0.50%
Chromium (Cr) is an optional element and may not be included. That is, the Cr content may be 0.00%.
When included, Cr improves the properties of the oxide layer produced during the decarburization annealing process. In this case, the properties of the primary coating produced using this oxide layer during the final annealing step are improved. Furthermore, Cr improves the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet by stabilizing the formation of the oxide layer and the primary coating, thereby suppressing variations in the magnetic properties. If even a small amount of Cr is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Cr content exceeds 0.50%, the formation of the primary film may become unstable even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
Therefore, the Cr content is 0.00-0.50%.
A preferable lower limit of the Cr content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, more preferably 0.02%.
The upper limit of the Cr content is preferably 0.40%, more preferably 0.30%, even more preferably 0.20%, and still more preferably 0.15%.

Sn:0.00~0.30%、
すず(Sn)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Sn含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Snは、脱炭焼鈍工程時に生成される酸化層の性質を向上する。この場合、仕上焼鈍工程時に、この酸化層を用いて生成する一次被膜の性質が向上する。さらに、Snは、酸化層及び一次被膜の形成の安定化を実現することにより、方向性電磁鋼板の磁気特性を向上し、磁気特性のばらつきを抑制する。Snが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Sn含有量が0.30%を超えれば、鋼板の表面が酸化されにくくなり、一次被膜の形成が不十分になる場合がある。
したがって、Sn含有量は0.00~0.30%である。
上記効果をより有効に得るためのSn含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%である。
Sn含有量の好ましい上限は0.25%であり、さらに好ましくは0.20%である。
Sn: 0.00-0.30%,
Tin (Sn) is an optional element and may not be included. That is, the Sn content may be 0.00%.
When included, Sn improves the properties of the oxide layer produced during the decarburization annealing process. In this case, the properties of the primary coating produced using this oxide layer during the final annealing step are improved. Furthermore, Sn improves the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet by stabilizing the formation of the oxide layer and the primary coating, thereby suppressing variations in the magnetic properties. If even a small amount of Sn is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Sn content exceeds 0.30%, the surface of the steel sheet becomes difficult to oxidize, and the formation of the primary film may become insufficient.
Therefore, the Sn content is 0.00 to 0.30%.
The preferable lower limit of the Sn content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, and more preferably 0.02%.
A preferable upper limit of the Sn content is 0.25%, more preferably 0.20%.

Sb:0.00~0.30%
アンチモン(Sb)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Sb含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Sbは、脱炭焼鈍工程時に生成される酸化層の性質を向上する。この場合、仕上焼鈍工程時に、この酸化層を用いて生成する一次被膜の性質が向上する。さらに、Sbは、酸化層及び一次被膜の形成の安定化を実現することにより、方向性電磁鋼板の磁気特性を向上し、磁気特性のばらつきを抑制する。Sbが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Sb含有量が0.30%を超えれば、鋼板の表面が酸化されにくくなり、一次被膜の形成が不十分になる場合がある。
したがって、Sb含有量は0.00~0.30%である。
上記効果をより有効に得るためのSb含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%である。
Sb含有量の好ましい上限は0.25%であり、さらに好ましくは0.20%である。
Sb: 0.00~0.30%
Antimony (Sb) is an optional element and may not be included. That is, the Sb content may be 0.00%.
When included, Sb improves the properties of the oxide layer produced during the decarburization annealing process. In this case, the properties of the primary coating produced using this oxide layer during the final annealing step are improved. Furthermore, Sb improves the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet by stabilizing the formation of the oxide layer and the primary coating, thereby suppressing variations in the magnetic properties. If even a small amount of Sb is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Sb content exceeds 0.30%, the surface of the steel sheet becomes difficult to oxidize, and the formation of the primary film may become insufficient.
Therefore, the Sb content is 0.00-0.30%.
The preferable lower limit of the Sb content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, and more preferably 0.02%.
A preferable upper limit of the Sb content is 0.25%, more preferably 0.20%.

[第2群:Ni、Mo及びP]
Ni、Mo及びPはいずれも、方向性電磁鋼板の鉄損を低減する。以下、Ni、Mo及びPについて説明する。
[Second group: Ni, Mo and P]
Ni, Mo, and P all reduce core loss of grain-oriented electrical steel sheets. Hereinafter, Ni, Mo and P will be explained.

Ni:0.00~0.50%
ニッケル(Ni)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ni含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Niは、熱延組織を均質化し、一次再結晶集合組織を改善する。その結果、Niは、方向性電磁鋼板(最終製品)の鉄損を低減する。Niが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ni含有量が0.50%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、二次再結晶が不安定になる場合がある。
したがって、Ni含有量は0.00~0.50%である。
上記効果をより有効に得るためのNi含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%である。
Ni含有量の好ましい上限は0.45%であり、さらに好ましくは0.40%であり、さらに好ましくは0.35%である。
Ni: 0.00~0.50%
Nickel (Ni) is an optional element and may not be included. That is, the Ni content may be 0.00%.
When contained, Ni homogenizes the hot rolled structure and improves the primary recrystallization texture. As a result, Ni reduces iron loss in grain-oriented electrical steel sheets (final products). If even a small amount of Ni is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Ni content exceeds 0.50%, secondary recrystallization may become unstable even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
Therefore, the Ni content is 0.00-0.50%.
The preferable lower limit of the Ni content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, and more preferably 0.02%.
A preferable upper limit of the Ni content is 0.45%, more preferably 0.40%, and still more preferably 0.35%.

Mo:0.00~0.20%
モリブデン(Mo)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Mo含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Moは方向性電磁鋼板の電気抵抗を高め、鉄損を低減する。Moが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Mo含有量が0.20%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼板の加工性が低下する。
したがって、Mo含有量は0.00~0.20%である。
上記効果をより有効に得るためのMo含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%であり、さらに好ましくは0.05%である。
Mo含有量の好ましい上限は0.18%であり、さらに好ましくは0.15%であり、さらに好ましくは0.13%である。
Mo: 0.00~0.20%
Molybdenum (Mo) is an optional element and may not be included. That is, the Mo content may be 0.00%.
When contained, Mo increases the electrical resistance of the grain-oriented electrical steel sheet and reduces core loss. If even a small amount of Mo is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Mo content exceeds 0.20%, the workability of the steel sheet will decrease even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
Therefore, the Mo content is 0.00-0.20%.
The lower limit of the Mo content is preferably 0.01%, more preferably 0.02%, and still more preferably 0.05% in order to more effectively obtain the above effects.
A preferable upper limit of the Mo content is 0.18%, more preferably 0.15%, and still more preferably 0.13%.

P:0.00~0.15%
りん(P)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、P含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Pは方向性電磁鋼板の一次再結晶集合組織を改善し、方向性電磁鋼板(最終製品)の鉄損を低減する。Pが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、P含有量が0.15%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼板の加工性が低下する。
したがって、P含有量は0.00~0.15%である。
上記効果をより有効に得るためのP含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%であり、さらに好ましくは0.03%である。
P含有量の好ましい上限は0.13%であり、さらに好ましくは0.11%であり、さらに好ましくは0.09%である。
P: 0.00-0.15%
Phosphorus (P) is an optional element and may not be included. That is, the P content may be 0.00%.
When contained, P improves the primary recrystallization texture of the grain-oriented electrical steel sheet and reduces the core loss of the grain-oriented electrical steel sheet (final product). If even a small amount of P is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the P content exceeds 0.15%, the workability of the steel sheet will decrease even if the contents of other elements are within the range of this embodiment.
Therefore, the P content is 0.00-0.15%.
A preferable lower limit of the P content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, more preferably 0.02%, and still more preferably 0.03%.
A preferable upper limit of the P content is 0.13%, more preferably 0.11%, and still more preferably 0.09%.

[第3群:Cu、Se、V及びBi]
Cu、Se、V及びBiはいずれも、インヒビターの生成を促進したり、インヒビターとして機能したりする。以下、Cu、Se、V及びBiについて説明する。
[Group 3: Cu, Se, V and Bi]
Cu, Se, V, and Bi all promote the production of inhibitors or function as inhibitors. Hereinafter, Cu, Se, V, and Bi will be explained.

Cu:0.00~0.50%
銅(Cu)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Cu含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、Cuは、熱間圧延工程において、インヒビターとして機能するAlNの生成核となる微細MnSの析出を促進する。Cuが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Cu含有量が0.50%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、CuS析出物が析出し、CuS析出物が仕上焼鈍後にも残存する場合が生じる。鋼中にCuS析出物が残存すれば、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
したがって、Cu含有量は0.00~0.50%である。
上記効果をより有効に得るためのCu含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.03%であり、さらに好ましくは0.05%である。
Cu含有量の好ましい上限は0.40%であり、さらに好ましくは0.30%である。
Cu: 0.00-0.50%
Copper (Cu) is an optional element and may not be included. That is, the Cu content may be 0.00%.
When contained, Cu promotes the precipitation of fine MnS, which becomes the nucleus of AlN that functions as an inhibitor, in the hot rolling process. If even a small amount of Cu is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Cu content exceeds 0.50%, CuS precipitates may precipitate and remain even after final annealing, even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. arise. If CuS precipitates remain in the steel, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet will deteriorate.
Therefore, the Cu content is 0.00-0.50%.
The lower limit of the Cu content is preferably 0.01%, more preferably 0.03%, and still more preferably 0.05% in order to more effectively obtain the above effects.
A preferable upper limit of the Cu content is 0.40%, more preferably 0.30%.

Se:0.00~0.03%
セレン(Se)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Se含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、熱間圧延工程中において、Mnと結合して、微細MnSeを形成する。微細MnSeは、インヒビターとして機能する微細AlNの析出核となる。そのため、熱間圧延工程において、微細AlNの生成を促進する。Seが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Se含有量が0.03%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、仕上焼鈍工程後の鋼板中において、MnSeが残存する場合がある。この場合、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
したがって、Se含有量は0.00~0.03%である。
上記効果をより有効に得るためのSe含有量の好ましい下限は0.01%である。Se含有量の好ましい上限は0.02%である。
Se: 0.00~0.03%
Selenium (Se) is an optional element and may not be included. That is, the Se content may be 0.00%.
When contained, it combines with Mn during the hot rolling process to form fine MnSe. The fine MnSe becomes precipitation nuclei of fine AlN that functions as an inhibitor. Therefore, the formation of fine AlN is promoted in the hot rolling process. If even a small amount of Se is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Se content exceeds 0.03%, MnSe may remain in the steel sheet after the final annealing process even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. In this case, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
Therefore, the Se content is 0.00-0.03%.
The preferable lower limit of the Se content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%. A preferable upper limit of Se content is 0.02%.

V:0.00~0.15%
バナジウム(V)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、V含有量は0.00%であってもよい。
含有される場合、C又はNと結合してインヒビターとして機能する。Vが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、V含有量が0.15%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、仕上焼鈍工程後の鋼板中において、Vインヒビターが残存する場合がある。この場合、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
したがって、V含有量は0.00~0.15%である。
上記効果をより有効に得るためのV含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%であり、さらに好ましくは0.03%である。
V含有量の好ましい上限は0.13%であり、さらに好ましくは0.11%であり、さらに好ましくは0.09%である。
V: 0.00~0.15%
Vanadium (V) is an optional element and may not be included. That is, the V content may be 0.00%.
When contained, it binds to C or N and functions as an inhibitor. If even a small amount of V is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the V content exceeds 0.15%, V inhibitors may remain in the steel sheet after the final annealing process even if the contents of other elements are within the range of this embodiment. In this case, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
Therefore, the V content is 0.00-0.15%.
A preferable lower limit of the V content in order to more effectively obtain the above effects is 0.01%, more preferably 0.02%, and still more preferably 0.03%.
A preferable upper limit of the V content is 0.13%, more preferably 0.11%, and still more preferably 0.09%.

Bi:0.0000~0.0100%
ビスマス(Bi)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Bi含有量は0.0000%であってもよい。
含有される場合、Biは、MnS及びMnSeを安定化して、インヒビターとしての機能を強化する。Biが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Bi含有量が0.0100%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼板上に形成される一次被膜の密着性が低下する。Bi含有量が0.0100%を超えればさらに、耳割れが発生しやすくなる。
したがって、Bi含有量は0.0000~0.0100%である。
上記効果をより有効に得るためのBi含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0003%であり、さらに好ましくは0.0005%であり、さらに好ましくは0.0007%であり、さらに好ましくは0.0010%である。
Bi含有量の好ましい上限は0.0070%であり、さらに好ましくは0.0050%であり、さらに好ましくは0.0040%である。
Bi:0.0000~0.0100%
Bismuth (Bi) is an optional element and may not be included. That is, the Bi content may be 0.0000%.
When included, Bi stabilizes MnS and MnSe, enhancing their function as inhibitors. If even a small amount of Bi is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Bi content exceeds 0.0100%, the adhesion of the primary coating formed on the steel sheet will decrease even if the contents of other elements are within the ranges of this embodiment. If the Bi content exceeds 0.0100%, edge cracking becomes even more likely to occur.
Therefore, the Bi content is 0.0000 to 0.0100%.
The preferable lower limit of the Bi content in order to more effectively obtain the above effects is 0.0001%, more preferably 0.0003%, still more preferably 0.0005%, and even more preferably 0.0007%. and more preferably 0.0010%.
A preferable upper limit of the Bi content is 0.0070%, more preferably 0.0050%, and even more preferably 0.0040%.

[上記化学組成を有するスラブの製造方法]
以上の化学組成を有するスラブの製造方法の一例は次のとおりである。上記化学組成を有する溶鋼を製造(溶製)する。溶鋼を用いて、連続鋳造法により、スラブを製造する。
[Method for producing a slab having the above chemical composition]
An example of a method for manufacturing a slab having the above chemical composition is as follows. Molten steel having the above chemical composition is manufactured (molten). Slabs are manufactured by continuous casting using molten steel.

[上記スラブを用いた熱間圧延]
準備された上記化学組成を有するスラブに対して、熱間圧延機を用いて熱間圧延を実施して鋼板(熱延鋼板)を製造する。具体的には、熱間圧延工程S1は、次の工程を含む。
・加熱工程S11
・粗圧延工程S12
・仕上圧延工程S13
[Hot rolling using the above slab]
The prepared slab having the chemical composition described above is hot rolled using a hot rolling mill to produce a steel plate (hot rolled steel plate). Specifically, the hot rolling step S1 includes the following steps.
・Heating process S11
・Rough rolling process S12
・Finish rolling process S13

[加熱工程S11]
加熱工程では、スラブを加熱する。たとえば、スラブを周知の加熱炉又は周知の均熱炉に装入して、加熱する。スラブの好ましい加熱温度は1100~1450℃である。
[Heating step S11]
In the heating step, the slab is heated. For example, the slab is placed in a well-known heating furnace or a well-known soaking furnace and heated. The preferred heating temperature for the slab is 1100 to 1450°C.

[粗圧延工程S12]
粗圧延工程S12では、加熱されたスラブに対して粗圧延を実施して、粗バーを製造する。ここで、粗圧延とは、周知の粗圧延機を用いてスラブを熱間圧延することを意味する。粗バーとは、粗圧延完了後であって仕上圧延開始前の鋼板を意味する。粗圧延工程では、粗圧延機を用いて、スラブに対して複数のパス数の圧下を付与し、粗バーを製造する。
[Rough rolling process S12]
In the rough rolling step S12, the heated slab is rough rolled to produce a rough bar. Here, rough rolling means hot rolling a slab using a well-known rough rolling mill. The rough bar means a steel plate after completion of rough rolling and before start of finish rolling. In the rough rolling step, a rough rolling mill is used to apply a plurality of passes to the slab to produce a rough bar.

[仕上圧延工程S13]
仕上圧延工程S13では、粗圧延工程S12により製造された粗バーに対して、周知の仕上圧延を実施して、熱延鋼板を製造する。ここで、仕上圧延とは、周知の仕上圧延機を用いて粗バーを熱間圧延することを意味する。仕上圧延工程S13では、パスライン上に一列に配列されたタンデム式の複数の仕上圧延スタンドで構成される連続圧延機を用いて、粗バーに複数のパス数の圧下を付与して、熱延鋼板を製造する。
[Finish rolling process S13]
In the finish rolling step S13, the rough bar produced in the rough rolling step S12 is subjected to well-known finish rolling to produce a hot rolled steel plate. Here, finish rolling means hot rolling a rough bar using a well-known finish rolling mill. In the finish rolling step S13, a continuous rolling mill consisting of a plurality of tandem finish rolling stands arranged in a line on a pass line is used to apply a plurality of passes to the rough bar to perform hot rolling. Manufactures steel plates.

[熱延板焼鈍工程S2]
熱延板焼鈍工程S2では、熱間圧延工程S1で製造された熱延鋼板に対して、焼鈍処理を実施する。熱延板焼鈍工程S2を実施することにより、鋼板組織に再結晶が生じ、磁気特性が高まる。
[Hot rolled plate annealing process S2]
In the hot rolled sheet annealing step S2, an annealing treatment is performed on the hot rolled steel sheet manufactured in the hot rolling step S1. By performing the hot-rolled sheet annealing step S2, recrystallization occurs in the steel sheet structure, and the magnetic properties are improved.

熱延板焼鈍工程S2では、周知の熱延板焼鈍を実施すれば足りる。熱延板焼鈍での熱延鋼板の加熱方法は特に限定されず、周知の加熱方式を採用すればよい。熱延板焼鈍温度は例えば、900~1200℃である。熱延板焼鈍温度での保持時間は例えば、10~300秒である。なお、熱延板焼鈍工程S2を実施した場合、熱延板焼鈍工程S2後、冷間圧延工程S3前に、熱延鋼板に対して酸洗処理を実施してもよい。 In the hot-rolled plate annealing step S2, it is sufficient to carry out well-known hot-rolled plate annealing. The method of heating the hot-rolled steel sheet in hot-rolled sheet annealing is not particularly limited, and any known heating method may be employed. The hot rolled sheet annealing temperature is, for example, 900 to 1200°C. The holding time at the hot rolled sheet annealing temperature is, for example, 10 to 300 seconds. In addition, when hot-rolled sheet annealing process S2 is implemented, you may implement pickling treatment with respect to a hot-rolled steel plate after hot-rolled sheet annealing process S2 and before cold rolling process S3.

[冷間圧延工程S3]
冷間圧延工程S3では、製造された熱延鋼板に対して、冷間圧延を実施して、冷延鋼板を製造する。上述のとおり、冷間圧延工程S3は次の2つの工程を含む。
・タンデム圧延工程S31
・リバース圧延工程S32
以下、各工程S31及びS32について説明する。
[Cold rolling process S3]
In the cold rolling step S3, the manufactured hot rolled steel sheet is cold rolled to manufacture a cold rolled steel sheet. As mentioned above, the cold rolling step S3 includes the following two steps.
・Tandem rolling process S31
・Reverse rolling process S32
Each step S31 and S32 will be explained below.

[タンデム圧延工程S31]
タンデム圧延工程S31では、タンデム圧延機を用いて、冷間圧延を実施する。
図2は、タンデム圧延機の模式図である。図2を参照して、タンデム圧延機CMは、上流から下流に向かってペイオフリール(巻き戻し装置)11と、テンションリール(巻取り装置)12との間に配置される。
[Tandem rolling process S31]
In the tandem rolling step S31, cold rolling is performed using a tandem rolling mill.
FIG. 2 is a schematic diagram of a tandem rolling mill. Referring to FIG. 2, the tandem rolling mill CM is arranged between a payoff reel (unwinding device) 11 and a tension reel (winding device) 12 from upstream to downstream.

ペイオフリール11は、巻き取られている熱延鋼板ST0を巻き戻す。テンションリール12は、タンデム圧延機CMにより製造された中間鋼板ST1を巻き取る。
タンデム圧延機CMは、巻き戻された熱延鋼板STに対して、複数のパス数の連続圧延を実施して、中間鋼板ST1を製造する。
The payoff reel 11 unwinds the hot-rolled steel sheet ST0. The tension reel 12 winds up the intermediate steel plate ST1 produced by the tandem rolling mill CM.
The tandem rolling mill CM performs continuous rolling of a plurality of passes on the rewound hot rolled steel sheet ST to manufacture an intermediate steel sheet ST1.

タンデム圧延機CMは、上流から下流に向かって一列に配列された複数の圧延スタンドCMS~CMS(jは2以上の自然数)を備える。各圧延スタンドCMSは、水平に延びる一対のワークロールWR1を備える。一対のワークロールWR1は、冷間圧延される熱延鋼板と接触して、熱延鋼板を冷間圧延する。圧延スタンドCMSは、複数のバックアップロールBR1を備えてもよい。バックアップロールBR1は、ワークロールWR1を支持して、圧延中のワークロールWR1のたわみを抑制する。 The tandem rolling mill CM includes a plurality of rolling stands CMS 1 to CMS j (j is a natural number of 2 or more) arranged in a line from upstream to downstream. Each rolling stand CMS includes a pair of horizontally extending work rolls WR1. The pair of work rolls WR1 come into contact with the hot-rolled steel sheet to be cold-rolled, and cold-roll the hot-rolled steel sheet. The rolling stand CMS may include a plurality of backup rolls BR1. Backup roll BR1 supports work roll WR1 and suppresses deflection of work roll WR1 during rolling.

タンデム圧延機CMを用いた連続圧延において、各圧延スタンドCMSを通過するときに当該圧延スタンドCMSで熱延鋼板を圧下することを、「1パス」圧下する、と称する。連続圧延とは、タンデム圧延機CMを用いて、複数回のパス数で圧下することを意味する。なお、タンデム圧延機CM中の全ての圧延スタンドCMSで熱延鋼板を圧下しなくてもよい。例えば、タンデム圧延機CM中に6台の圧延スタンドCMS~CMSが配列されている場合であって、圧延スタンドCMSでは熱延鋼板を圧下することなく通過させる場合、5パスの連続圧延を実施したことになる。 In continuous rolling using a tandem rolling mill CM, rolling down a hot rolled steel sheet at each rolling stand CMS when passing through each rolling stand CMS is referred to as "one pass" rolling. Continuous rolling means rolling in multiple passes using a tandem rolling mill CM. Note that it is not necessary to roll down the hot rolled steel sheet in all the rolling stands CMS in the tandem rolling mill CM. For example, when six rolling stands CMS 1 to CMS 6 are arranged in a tandem rolling mill CM, and when a hot rolled steel plate is passed through rolling stand CMS 6 without being rolled, five passes of continuous rolling are performed. This means that this has been carried out.

[リバース圧延工程S32]
図3は、リバース圧延工程S32で用いられる多段圧延機の模式図である。図3を参照して、リバース圧延工程S32では、多段圧延機SMを用いて、タンデム圧延工程S31後の中間鋼板ST1に対して複数のパス数のリバース圧延を実施して、冷延鋼板ST2を製造する。
[Reverse rolling process S32]
FIG. 3 is a schematic diagram of a multi-high rolling mill used in the reverse rolling process S32. Referring to FIG. 3, in the reverse rolling step S32, a multi-stage rolling mill SM is used to perform reverse rolling for a plurality of passes on the intermediate steel sheet ST1 after the tandem rolling step S31, thereby forming a cold rolled steel sheet ST2. Manufacture.

多段圧延機は例えば、ゼンジミア圧延機である。多段圧延機SMは、一対のワークロールWR2と、複数のバックアップロールBR2とを備える。多段圧延機SMでは、複数のバックアップロールBR2で一対のワークロールWR2を支持することにより、ワークロールWR2のたわみを極力抑える。これにより、高い圧下を実現できる。 The multi-high rolling mill is, for example, a Sendzimir rolling mill. The multi-high rolling mill SM includes a pair of work rolls WR2 and a plurality of backup rolls BR2. In the multi-high rolling mill SM, the deflection of the work roll WR2 is suppressed as much as possible by supporting the pair of work rolls WR2 with a plurality of backup rolls BR2. This makes it possible to achieve a high reduction.

ここで、中間鋼板ST1が多段圧延機SMを通過するときに中間鋼板ST1に対して圧下を付与したとき、1パスの圧下が実行されたことを意味する。リバース圧延の場合、中間鋼板ST1が上流から下流に進むときに圧下を行い、かつ、中間鋼板ST1が下流から上流に進むときにも圧下を行う。より具体的には、中間鋼板ST1が多段圧延機SMを上流から下流に通過するときに、中間鋼板ST1に対して1パスの圧下を付与する。また、中間鋼板ST1が同じ多段圧延機SMを下流から上流に通過するときにも、中間鋼板ST1に対して1パスの圧下を付与する。つまり、往復で圧下を行う場合、中間鋼板ST1に対して2パスの圧下が行われる。なお、中間鋼板ST1が多段圧延機SMを通過するときに、中間鋼板ST1に対して圧下を付与しない場合もある。 Here, when the intermediate steel plate ST1 is subjected to a rolling reduction when the intermediate steel plate ST1 passes through the multi-stage rolling mill SM, it means that one pass of rolling has been performed. In the case of reverse rolling, rolling is performed when intermediate steel plate ST1 moves from upstream to downstream, and rolling is also performed when intermediate steel plate ST1 moves from downstream to upstream. More specifically, when the intermediate steel plate ST1 passes through the multi-stage rolling mill SM from upstream to downstream, one pass of rolling is applied to the intermediate steel plate ST1. Also, when the intermediate steel plate ST1 passes through the same multi-stage rolling mill SM from downstream to upstream, one pass of rolling is applied to the intermediate steel plate ST1. That is, when rolling is performed in a reciprocating manner, rolling is performed in two passes on the intermediate steel plate ST1. Note that when the intermediate steel plate ST1 passes through the multi-stage rolling mill SM, there are cases where no rolling is applied to the intermediate steel plate ST1.

冷間圧延工程S3では、以上のタンデム圧延工程S31及びリバース圧延工程S32を実施して、冷延鋼板を製造する。 In the cold rolling step S3, the above tandem rolling step S31 and reverse rolling step S32 are performed to manufacture a cold rolled steel sheet.

[冷間圧延工程S3での製造条件]
冷間圧延工程S3では、次の条件1~条件8を満たす。
(タンデム圧延工程S31の条件)
条件1:タンデム圧延機CMを用いて、複数のパス数の連続圧延を実施する。
条件2:ワークロールWR1の平均直径D1を200mm以上とする。
条件3:累積圧下率CR1を30~87%とする。
(リバース圧延工程S32の条件)
条件4:多段圧延機SMを用いて、複数のパス数のリバース圧延を実施する。
条件5:タンデム圧延工程後に熱処理が施されていない中間鋼板を圧延対象とする。
条件6:ワークロールWR2の平均直径D2を100mm以下とする。
条件7:累積圧下率CR2を24~86%とする。
(冷間圧延工程S3全体の条件)
条件8:冷間圧延工程S3全体での累積圧下率CR0を90%以上とする。
以下、条件1~条件8について説明する。
[Manufacturing conditions in cold rolling process S3]
In the cold rolling process S3, the following conditions 1 to 8 are satisfied.
(Conditions for tandem rolling process S31)
Condition 1: Continuous rolling with a plurality of passes is performed using a tandem rolling mill CM.
Condition 2: The average diameter D1 of the work roll WR1 is 200 mm or more.
Condition 3: Cumulative rolling reduction rate CR1 is 30 to 87%.
(Conditions for reverse rolling process S32)
Condition 4: Reverse rolling is performed in a plurality of passes using a multi-high rolling mill SM.
Condition 5: An intermediate steel plate that has not been subjected to heat treatment after the tandem rolling process is to be rolled.
Condition 6: The average diameter D2 of the work roll WR2 is 100 mm or less.
Condition 7: Cumulative rolling reduction rate CR2 is 24 to 86%.
(Overall conditions of cold rolling process S3)
Condition 8: The cumulative rolling reduction CR0 in the entire cold rolling step S3 is 90% or more.
Conditions 1 to 8 will be explained below.

[タンデム圧延工程S31の条件]
[条件1について]
タンデム圧延工程S31では、上述のタンデム圧延機CMを用いて、複数のパス数の連続圧延を実施して、中間鋼板ST1を製造する。上述のとおり、タンデム圧延では、リバース圧延と比較して、ロール径の大きいロールを用いて圧下することができる。そのため、リバース圧延と比較して、鋼板に付与される剪断歪みを抑えることができる。その結果、仕上焼鈍工程において、ゴス方位結晶粒のサイズをなるべく抑えることができる。そのため、方向性電磁鋼板において、十分な磁束密度が得られるだけでなく、方向性電磁鋼板のコイルの最外周部分の磁束密度と最内周部分の磁束密度との差を小さくすることができる。つまり、方向性電磁鋼板の磁束密度のばらつきを抑えることができる。
[Conditions of tandem rolling process S31]
[About condition 1]
In the tandem rolling process S31, continuous rolling is performed in a plurality of passes using the tandem rolling mill CM described above to manufacture the intermediate steel plate ST1. As mentioned above, in tandem rolling, rolling can be performed using rolls with a larger roll diameter than in reverse rolling. Therefore, compared to reverse rolling, shear strain imparted to the steel sheet can be suppressed. As a result, the size of Goss-oriented crystal grains can be suppressed as much as possible in the final annealing step. Therefore, in the grain-oriented electrical steel sheet, not only can a sufficient magnetic flux density be obtained, but also the difference between the magnetic flux density at the outermost circumferential portion and the magnetic flux density at the innermost circumferential portion of the coil of the grain-oriented electromagnetic steel sheet can be reduced. In other words, variations in magnetic flux density of the grain-oriented electrical steel sheet can be suppressed.

[条件2について]
タンデム圧延において、各パスで用いる複数のワークロールの平均直径D1を200mm以上とする。後述のリバース圧延工程で用いる多段圧延機(ゼンジミア圧延機)では、ワークロールのたわみを抑えるために、ワークロールの直径を100mm以下に抑え、そのワークロールを複数のバックアップロールで支持する。多段圧延機では、このような一対のワークロールと、そのワークロールを支える複数のバックアップロールとの組合せにより、高い圧力を発揮する。しかしながら、ワークロールの直径が小さいため、ゼンジミア圧延機を用いた圧延では、圧延する鋼板に付与される剪断歪みが大きい。
[About condition 2]
In tandem rolling, the average diameter D1 of the plurality of work rolls used in each pass is 200 mm or more. In a multi-stage rolling mill (Sendzimir rolling mill) used in the reverse rolling process described below, the diameter of the work roll is kept to 100 mm or less in order to suppress deflection of the work roll, and the work roll is supported by a plurality of backup rolls. In a multi-high rolling mill, high pressure is exerted by a combination of such a pair of work rolls and a plurality of backup rolls that support the work rolls. However, since the diameter of the work rolls is small, rolling using a Sendzimir rolling mill results in large shear strain imparted to the steel sheet being rolled.

上述のとおり、付与される剪断歪みが大きい場合、冷延鋼板の表層においてαファイバ方位群が発達する。αファイバ方位群が発達すると、二次再結晶発現直前までの粒成長によって、二次再結晶の核となるゴス方位粒が減少する。そのため、二次再結晶粒が粗大化する。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性が低くなったり、磁気特性がばらついたりする。 As described above, when the applied shear strain is large, α-fiber orientation groups develop in the surface layer of the cold-rolled steel sheet. When the α-fiber orientation group develops, the number of Goss-oriented grains that become the nucleus of secondary recrystallization decreases due to grain growth just before the onset of secondary recrystallization. Therefore, the secondary recrystallized grains become coarse. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet become low or vary.

本実施形態では、冷間圧延の一部にタンデム圧延を採用し、かつ、各パスで用いる複数のワークロールの平均直径D1を200mm以上とする。この場合、冷間圧延時に鋼板の表層に付与される剪断歪み量を低減できる。この場合、冷間圧延時において、αファイバ方位群よりも、γファイバ方位群が安定化する。そのため、冷延鋼板の表層ではαファイバ方位群が抑制され、γファイバ方位群が残存する。γファイバ方位群は、一次再結晶発現時に{111}再結晶粒を生成する。仕上焼鈍工程において、{111}再結晶粒は、二次再結晶発現前のゴス方位粒の他の結晶粒による蚕食を抑制する。そのため、二次再結晶後のゴス方位への集積度を高めることができる。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性を高めることができ、かつ、磁気特性のばらつきも抑制できる。 In this embodiment, tandem rolling is adopted as part of the cold rolling, and the average diameter D1 of the plurality of work rolls used in each pass is set to 200 mm or more. In this case, the amount of shear strain imparted to the surface layer of the steel sheet during cold rolling can be reduced. In this case, during cold rolling, the γ fiber orientation group is more stable than the α fiber orientation group. Therefore, in the surface layer of the cold-rolled steel sheet, the α-fiber orientation group is suppressed, and the γ-fiber orientation group remains. The γ fiber orientation group produces {111} recrystallized grains when primary recrystallization occurs. In the final annealing step, the {111} recrystallized grains suppress the erosion of Goss-oriented grains by other crystal grains before secondary recrystallization occurs. Therefore, the degree of integration in the Goss orientation after secondary recrystallization can be increased. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet can be improved, and variations in the magnetic properties can also be suppressed.

平均直径D1は、各パスで利用した複数の一対のワークロールの各々の直径(mm)の算術平均値とする。 The average diameter D1 is an arithmetic mean value of the diameters (mm) of each of the plurality of pairs of work rolls used in each pass.

平均直径D1の好ましい下限は250mmであり、さらに好ましくは300mmであり、さらに好ましくは325mmであり、さらに好ましくは350mmである。
平均直径D1の好ましい上限は1000mmであり、さらに好ましくは900mmであり、さらに好ましくは800mmであり、さらに好ましくは700mmであり、さらに好ましくは650mmである。
The lower limit of the average diameter D1 is preferably 250 mm, more preferably 300 mm, even more preferably 325 mm, and still more preferably 350 mm.
A preferable upper limit of the average diameter D1 is 1000 mm, more preferably 900 mm, still more preferably 800 mm, still more preferably 700 mm, and still more preferably 650 mm.

[条件3について]
タンデム圧延工程での累積圧下率CR1を、30~87%とする。ここで、累積圧下率CR1(%)は次の式(1)で定義される。
CR1=(タンデム圧延工程前の熱延鋼板の板厚-タンデム圧延工程後の中間鋼板の板厚)/タンデム圧延工程前の熱延鋼板の板厚×100 (1)
[About condition 3]
The cumulative rolling reduction ratio CR1 in the tandem rolling process is set to 30 to 87%. Here, the cumulative rolling reduction rate CR1 (%) is defined by the following equation (1).
CR1 = (Thickness of hot rolled steel plate before tandem rolling process - Thickness of intermediate steel plate after tandem rolling process) / Thickness of hot rolled steel plate before tandem rolling process x 100 (1)

累積圧下率CR1が30%未満であれば、タンデム圧延工程での圧下が不足している。この場合、リバース圧延工程での圧下量が多くなる。そのため、冷延鋼板に付与される剪断歪み量が過剰に多くなる。そのため、二次再結晶後のゴス方位の集積度が低くなる。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
一方、累積圧下率CR1が87%を超えれば、リバース圧延工程での圧下量が少なすぎる。この場合、冷延鋼板に付与される剪断歪み量が過少になる。剪断歪みが過少であれば、ゴス方位の一次再結晶起源となる剪断帯と呼ばれる不均一変形領域が減少する。そのため、二次再結晶核(ゴス方位粒)が減少する。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性のばらつきが発生する。
したがって、累積圧下率CR1を30~87%とする。
累積圧下率CR1の好ましい下限は35%であり、さらに好ましくは40%であり、さらに好ましくは45%である。
累積圧下率CR1の好ましい上限は85%であり、さらに好ましくは80%であり、さらに好ましくは75%である。
If the cumulative rolling reduction ratio CR1 is less than 30%, the rolling reduction in the tandem rolling process is insufficient. In this case, the amount of reduction in the reverse rolling process increases. Therefore, the amount of shear strain imparted to the cold rolled steel sheet becomes excessively large. Therefore, the degree of accumulation of Goss orientation after secondary recrystallization becomes low. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
On the other hand, if the cumulative rolling reduction ratio CR1 exceeds 87%, the amount of rolling reduction in the reverse rolling process is too small. In this case, the amount of shear strain imparted to the cold rolled steel sheet becomes too small. If the shear strain is too small, non-uniform deformation regions called shear bands, which are the origin of primary recrystallization of Goss orientation, will be reduced. Therefore, secondary recrystallization nuclei (Goss oriented grains) decrease. As a result, variations in the magnetic properties of grain-oriented electrical steel sheets occur.
Therefore, the cumulative rolling reduction rate CR1 is set to 30 to 87%.
A preferable lower limit of the cumulative rolling reduction ratio CR1 is 35%, more preferably 40%, and still more preferably 45%.
A preferable upper limit of the cumulative rolling reduction ratio CR1 is 85%, more preferably 80%, and still more preferably 75%.

[リバース圧延工程S32の条件]
[条件4について]
リバース圧延工程S32では、多段圧延機SMを用いて、タンデム圧延工程S31後に熱処理が施されていない中間鋼板ST1に対して複数のパス数のリバース圧延を実施して、冷延鋼板を製造する。多段圧延機SMを用いたリバース圧延では、タンデム圧延と比較して、鋼板に対して高い圧下を付与することができる。そのため、冷延鋼板を薄くすることができる。
[Conditions for reverse rolling process S32]
[About condition 4]
In the reverse rolling step S32, using the multi-high rolling mill SM, reverse rolling is performed for a plurality of passes on the intermediate steel sheet ST1, which has not been heat treated after the tandem rolling step S31, to produce a cold rolled steel sheet. In reverse rolling using a multi-high rolling mill SM, a higher rolling reduction can be applied to a steel sheet than in tandem rolling. Therefore, the cold rolled steel sheet can be made thinner.

[条件5について]
リバース圧延工程S32での圧延対象は、タンデム圧延工程S31後に熱処理が施されていない中間鋼板とする。つまり、リバース圧延工程S32では、タンデム圧延まま材である中間鋼板を圧延対象とする。ここで、「熱処理」とは、500℃以上の温度に鋼板を加熱及び/又は所定時間保持する処理を意味する。熱処理は例えば、焼鈍である。
[About condition 5]
The object to be rolled in the reverse rolling process S32 is an intermediate steel plate that has not been subjected to heat treatment after the tandem rolling process S31. That is, in the reverse rolling process S32, the intermediate steel plate, which is the tandem-rolled material, is to be rolled. Here, "heat treatment" means a treatment in which a steel plate is heated to a temperature of 500° C. or higher and/or maintained for a predetermined period of time. The heat treatment is, for example, annealing.

タンデム圧延工程S31により製造された中間鋼板ST1に対して、焼鈍等の熱処理を実施した場合、中間鋼板ST1内の回復・再結晶が進行し、冷間圧延によって導入されるトータル歪が減少する。この場合、リバース圧延工程S32後の累積圧下率CR0が90%以上であっても、方向性電磁鋼板の磁気特性が劣化する。中間鋼板ST1に対して熱処理が実施された場合、上述のとおり歪が減少し、その結果、鋼板中心層での、一次再結晶集合組織が劣化するためである。具体的には、鋼板中心層は、熱間圧延工程S1で形成されたαファイバ方位群を継承する。リバース圧延工程S32後も、鋼板中心層でのαファイバ方位群は、鋼板表層と比較して顕著に発達している。このαファイバ方位群の再結晶を促進するためには、90%以上の累積圧下率CR0が必要である。 When heat treatment such as annealing is performed on the intermediate steel plate ST1 manufactured by the tandem rolling process S31, recovery and recrystallization within the intermediate steel plate ST1 progresses, and the total strain introduced by cold rolling is reduced. In this case, even if the cumulative reduction rate CR0 after the reverse rolling step S32 is 90% or more, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate. This is because when heat treatment is performed on the intermediate steel plate ST1, the strain decreases as described above, and as a result, the primary recrystallization texture in the center layer of the steel plate deteriorates. Specifically, the steel sheet center layer inherits the α fiber orientation group formed in the hot rolling process S1. Even after the reverse rolling process S32, the α-fiber orientation group in the center layer of the steel sheet is significantly developed compared to the surface layer of the steel sheet. In order to promote recrystallization of this α-fiber orientation group, a cumulative reduction rate CR0 of 90% or more is required.

中間鋼板ST1に焼鈍等の熱処理を実施した場合、累積圧下率CR0が90%以上であっても、鋼板中心層のαファイバ方位群の再結晶を促進することが出来ない。鋼板中心層のαファイバ方位群の再結晶が十分に促進されない場合、鋼板中心層において{411}<148>再結晶方位が減少する。{411}<148>再結晶方位は、ゴス方位とΣ9の対応方位関係にあり、ゴス方位の二次再結晶を促進する。 When heat treatment such as annealing is performed on the intermediate steel plate ST1, even if the cumulative reduction rate CR0 is 90% or more, recrystallization of the α-fiber orientation group in the center layer of the steel plate cannot be promoted. If the recrystallization of the α-fiber orientation group in the center layer of the steel sheet is not sufficiently promoted, the {411}<148> recrystallization orientation decreases in the center layer of the steel sheet. The {411}<148> recrystallization orientation has a Σ9 correspondence relationship with the Goss orientation, and promotes secondary recrystallization of the Goss orientation.

[条件6について]
多段圧延機を用いたリバース圧延において、各パスで用いる複数のワークロールWR2の平均直径D2を100mm以下とする。平均直径D2が100mmを超えれば、リバース圧延される中間鋼板ST1に対して十分な圧下を付与することができない。この場合、中間鋼板ST1に対して十分なせん断歪みを付与できない。
平均直径D2が100mm以下であれば、リバース圧延される中間鋼板ST1に対して各パスごとに十分なせん断歪みを付与できる。その結果、ゴス方位の一次再結晶起源となる剪断帯を十分に形成でき、脱炭焼鈍工程S4において、ゴス方位粒が十分な量生成する。
[About condition 6]
In reverse rolling using a multi-high rolling mill, the average diameter D2 of the plurality of work rolls WR2 used in each pass is set to 100 mm or less. If the average diameter D2 exceeds 100 mm, a sufficient rolling reduction cannot be applied to the intermediate steel plate ST1 to be reverse rolled. In this case, sufficient shear strain cannot be applied to the intermediate steel plate ST1.
If the average diameter D2 is 100 mm or less, sufficient shear strain can be applied to the intermediate steel plate ST1 to be reverse rolled in each pass. As a result, it is possible to sufficiently form a shear zone which becomes the origin of primary recrystallization of the Goss orientation, and a sufficient amount of Goss oriented grains are generated in the decarburization annealing step S4.

1台の多段圧延機SMを用いてリバース圧延を実施する場合、平均直径D1は、各パスで利用した一対のワークロールの各々の直径(mm)の算術平均値とする。複数台の多段圧延機SMを用いてリバース圧延を実施する場合、平均直径D2は、各パスで利用した複数の一対のワークロールの各々の直径(mm)の算術平均値とする。 When performing reverse rolling using one multi-high rolling mill SM, the average diameter D1 is the arithmetic mean value of the diameters (mm) of each of the pair of work rolls used in each pass. When reverse rolling is performed using a plurality of multi-high rolling mills SM, the average diameter D2 is an arithmetic mean value of the diameters (mm) of each of a plurality of pairs of work rolls used in each pass.

平均直径D2の好ましい上限は95mmであり、さらに好ましくは90mmであり、さらに好ましくは85mmである。
平均直径D2の下限は特に限定されない。平均直径D2の好ましい下限は50mmであり、さらに好ましくは55mmであり、さらに好ましくは60mmである。
A preferable upper limit of the average diameter D2 is 95 mm, more preferably 90 mm, and still more preferably 85 mm.
The lower limit of the average diameter D2 is not particularly limited. The preferable lower limit of the average diameter D2 is 50 mm, more preferably 55 mm, and still more preferably 60 mm.

[条件7について]
リバース圧延工程S32での累積圧下率CR2を、24~86%とする。ここで、累積圧下率CR2(%)は次の式(2)で定義される。
CR2=(リバース圧延工程前の中間鋼板の板厚の冷延鋼板の板厚-リバース圧延工程後の冷延鋼板の板厚)/リバース圧延工程前の中間鋼板の板厚×100 (2)
[About condition 7]
The cumulative rolling reduction ratio CR2 in the reverse rolling step S32 is set to 24 to 86%. Here, the cumulative rolling reduction rate CR2 (%) is defined by the following equation (2).
CR2 = (Thickness of intermediate steel plate before reverse rolling process - Thickness of cold rolled steel plate after reverse rolling process) / Thickness of intermediate steel plate before reverse rolling process x 100 (2)

累積圧下率CR2が24%未満であれば、リバース圧延工程での圧下が不足している。この場合、ゴス方位の一次再結晶起源となる剪断帯が不足し、後工程の脱炭焼鈍工程S4において、一次再結晶で生成するゴス方位粒の核が十分な量生成しない。そのため、二次再結晶後のゴス方位の集積度が低くなる。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
一方、累積圧下率CR2が86%を超えれば、付与される剪断歪みが大きくなり、冷延鋼板の表層においてαファイバ方位群が発達する。αファイバ方位群が発達すると、仕上焼鈍工程S5において、二次再結晶発現直前までの粒成長によって、二次再結晶の核となるゴス方位粒が減少する。そのため、二次再結晶粒が粗大化する。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性が低くなったり、磁気特性がばらついたりする。
したがって、累積圧下率CR2を24~86%とする。
If the cumulative rolling reduction ratio CR2 is less than 24%, the rolling reduction in the reverse rolling process is insufficient. In this case, there is a shortage of shear bands that serve as the origin of the primary recrystallization of the Goss orientation, and a sufficient number of Goss oriented grain nuclei generated by the primary recrystallization are not generated in the subsequent decarburization annealing step S4. Therefore, the degree of accumulation of Goss orientation after secondary recrystallization becomes low. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
On the other hand, if the cumulative rolling reduction ratio CR2 exceeds 86%, the applied shear strain increases and α fiber orientation groups develop in the surface layer of the cold rolled steel sheet. When the α-fiber orientation group develops, in the final annealing step S5, the number of Goss-oriented grains that become the nucleus of secondary recrystallization decreases due to grain growth just before the appearance of secondary recrystallization. Therefore, the secondary recrystallized grains become coarse. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet become low or vary.
Therefore, the cumulative rolling reduction rate CR2 is set to 24 to 86%.

累積圧下率CR2の好ましい下限は30%であり、さらに好ましくは35%であり、さらに好ましくは40%である。
累積圧下率CR2の好ましい上限は80%であり、さらに好ましくは75%であり、さらに好ましくは70%である。
A preferable lower limit of the cumulative rolling reduction rate CR2 is 30%, more preferably 35%, and still more preferably 40%.
A preferable upper limit of the cumulative rolling reduction ratio CR2 is 80%, more preferably 75%, and still more preferably 70%.

[条件8について]
冷間圧延工程S3(タンデム圧延工程S31及びリバース圧延工程S32)全体での累積圧下率CR0を90%以上とする。ここで、累積圧下率CR0(%)は次の式(3)で定義される。
CR0=(タンデム圧延工程前の熱延鋼板の板厚-リバース圧延工程後の冷延鋼板の板厚)/タンデム圧延工程前の熱延鋼板の板厚×100 (3)
[About condition 8]
The cumulative rolling reduction ratio CR0 in the entire cold rolling process S3 (tandem rolling process S31 and reverse rolling process S32) is set to 90% or more. Here, the cumulative rolling reduction rate CR0 (%) is defined by the following equation (3).
CR0 = (Thickness of hot rolled steel plate before tandem rolling process - Thickness of cold rolled steel plate after reverse rolling process) / Thickness of hot rolled steel plate before tandem rolling process x 100 (3)

累積圧下率CR0が90%未満であれば、冷間圧延工程での圧下が不足している。この場合、冷延鋼板に蓄積されるトータル歪量が少なく、方向性電磁鋼板の磁気特性が劣化する。これは、累積圧下率CR0が85%未満であれば、冷延鋼板に蓄積されるトータル歪量が小さすぎ、その結果、鋼板中心層での一次再結晶集合組織が劣化することによる。具体的には、鋼板中心層は、熱延工程において形成されたαファイバ方位群を継承する。そのため、リバース圧延工程S32後も、鋼板中心層でのαファイバ方位群は、鋼板表層と比較して、顕著に発達している。このαファイバ方位群の再結晶を促進するためには、90%以上の累積圧下率CR0が必要である。 If the cumulative rolling reduction ratio CR0 is less than 90%, the rolling reduction in the cold rolling process is insufficient. In this case, the total amount of strain accumulated in the cold-rolled steel sheet is small, and the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate. This is because if the cumulative rolling reduction ratio CR0 is less than 85%, the total amount of strain accumulated in the cold rolled steel sheet is too small, and as a result, the primary recrystallization texture in the center layer of the steel sheet deteriorates. Specifically, the center layer of the steel sheet inherits the α-fiber orientation group formed in the hot rolling process. Therefore, even after the reverse rolling step S32, the α-fiber orientation group in the center layer of the steel sheet is significantly developed compared to the surface layer of the steel sheet. In order to promote recrystallization of this α-fiber orientation group, a cumulative reduction rate CR0 of 90% or more is required.

中間鋼板ST1に焼鈍等の熱処理を実施した場合、累積圧下率CR0が90%以上であっても、鋼板中心層のαファイバ方位群の再結晶を促進することが出来ない。鋼板中心層のαファイバ方位群の再結晶が促進出来ない場合、鋼板中心層において{411}<148>再結晶方位が減少する。この{411}<148>再結晶方位は、ゴス方位とΣ9の対応方位関係にあり、ゴス方位の二次再結晶を促進する役割がある。
したがって、累積圧下率CR0を90%以上とする。
When heat treatment such as annealing is performed on the intermediate steel plate ST1, even if the cumulative reduction rate CR0 is 90% or more, recrystallization of the α-fiber orientation group in the center layer of the steel plate cannot be promoted. If the recrystallization of the α-fiber orientation group in the center layer of the steel sheet cannot be promoted, the {411}<148> recrystallization orientation will decrease in the center layer of the steel sheet. This {411}<148> recrystallization orientation has a Σ9 correspondence relationship with the Goss orientation, and has the role of promoting secondary recrystallization of the Goss orientation.
Therefore, the cumulative rolling reduction rate CR0 is set to 90% or more.

累積圧下率CR0の好ましい下限は91%であり、さらに好ましくは92%であり、さらに好ましくは93%である。
累積圧下率CR0の好ましい上限は97%であり、さらに好ましくは95%である。
A preferable lower limit of the cumulative rolling reduction ratio CR0 is 91%, more preferably 92%, and still more preferably 93%.
A preferable upper limit of the cumulative rolling reduction ratio CR0 is 97%, more preferably 95%.

冷間圧延工程S3では、上述の条件1~条件8を満たすように、タンデム圧延及びリバース圧延を実施して、鋼板表層の剪断歪量を制御した冷延鋼板を製造する。この冷延鋼板を用いて後工程を実施することにより、磁束密度のばらつきが抑制された方向性電磁鋼板を製造することができる。 In the cold rolling step S3, tandem rolling and reverse rolling are performed so as to satisfy the above-mentioned conditions 1 to 8 to produce a cold rolled steel sheet in which the amount of shear strain in the surface layer of the steel sheet is controlled. By performing post-processing using this cold-rolled steel sheet, it is possible to manufacture a grain-oriented electrical steel sheet in which variations in magnetic flux density are suppressed.

[脱炭焼鈍工程S4]
脱炭焼鈍工程S4では、冷間圧延工程S3後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍を実施して一次再結晶を発現させる。
[Decarburization annealing step S4]
In the decarburization annealing step S4, decarburization annealing is performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling step S3 to cause primary recrystallization to occur.

脱炭焼鈍工程S4は次の工程を含む。
・昇温工程S41
・脱炭工程S42
・冷却工程S43
The decarburization annealing step S4 includes the following steps.
・Temperature raising step S41
・Decarburization step S42
・Cooling process S43

昇温工程S41では、鋼板を750℃~950℃までの任意の温度(到達温度)まで加熱する。脱炭工程S42では、鋼板を750℃~950℃の脱炭焼鈍温度で保持して脱炭焼鈍を実施し、一次再結晶を発現させる。冷却工程S43では、脱炭工程S42後の鋼板を周知の方法で冷却する。なお、到達温度と脱炭焼鈍温度は、同じ温度であってもよいし、到達温度の方が脱炭焼鈍温度よりも高くてもよい。 In the temperature raising step S41, the steel plate is heated to an arbitrary temperature (achieved temperature) from 750°C to 950°C. In the decarburization step S42, the steel plate is held at a decarburization annealing temperature of 750° C. to 950° C. to carry out decarburization annealing, thereby causing primary recrystallization to occur. In the cooling step S43, the steel plate after the decarburization step S42 is cooled by a well-known method. Note that the attained temperature and the decarburization annealing temperature may be the same temperature, or the attained temperature may be higher than the decarburization annealing temperature.

本実施形態では、昇温工程S41において、鋼板の再結晶温度域に相当する550℃~750℃の温度域での平均昇温速度HRを顕著に速くする。これにより、ゴス方位の再結晶を促進する。これにより、二次再結晶後のゴス方位への集積度を高めることがきる。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性を高めることができ、かつ、磁気特性のばらつきも抑制できる。 In the present embodiment, in the temperature increasing step S41, the average temperature increasing rate HR in the temperature range of 550° C. to 750° C., which corresponds to the recrystallization temperature range of the steel plate, is significantly increased. This promotes recrystallization of the Goss orientation. Thereby, the degree of integration in the Goss orientation after secondary recrystallization can be increased. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet can be improved, and variations in the magnetic properties can also be suppressed.

以下、各工程の詳細を説明する。 The details of each step will be explained below.

[昇温工程S41]
昇温工程S41では、始めに、冷間圧延工程(S3)後の冷延鋼板を熱処理炉に装入する。本実施形態における脱炭焼鈍用の熱処理炉では、例えば、高周波誘導加熱、通電加熱により、冷延鋼板を750℃~950℃の任意の温度まで昇温する。昇温工程S41は次の条件9を満たす。
条件9:550℃~750℃の範囲での平均昇温速度HR:100℃/秒以上
[Temperature raising step S41]
In the temperature raising step S41, first, the cold rolled steel sheet after the cold rolling step (S3) is charged into a heat treatment furnace. In the heat treatment furnace for decarburization annealing in this embodiment, a cold rolled steel sheet is heated to an arbitrary temperature of 750° C. to 950° C., for example, by high frequency induction heating or electrical heating. The temperature raising step S41 satisfies the following condition 9.
Condition 9: Average heating rate HR in the range of 550°C to 750°C: 100°C/sec or more

[条件9について]
昇温工程S41において、冷延鋼板の温度が550℃~750℃の範囲での昇温速度の平均を、平均昇温速度HR(℃/秒)と定義する。
[About condition 9]
In the temperature increase step S41, the average temperature increase rate in the temperature range of 550° C. to 750° C. of the cold rolled steel sheet is defined as the average temperature increase rate HR (° C./sec).

上述のとおり、冷延鋼板には歪が蓄積されている。平均昇温速度HRが100℃/秒未満であれば、再結晶の駆動力となる歪エネルギーが、再結晶が開始される前に解放されてしまう。この場合、一次再結晶後の冷延鋼板(つまり、脱炭焼鈍工程後の冷延鋼板)に十分な量のゴス方位粒を生成することができない。 As mentioned above, strain is accumulated in cold-rolled steel sheets. If the average heating rate HR is less than 100° C./sec, the strain energy that serves as the driving force for recrystallization will be released before recrystallization starts. In this case, a sufficient amount of Goss-oriented grains cannot be generated in the cold-rolled steel sheet after primary recrystallization (that is, the cold-rolled steel sheet after the decarburization annealing step).

平均昇温速度HRが100℃/秒以上であれば、冷延鋼板に歪エネルギーが十分に蓄積した状態で、一次再結晶が発現する。そのため、一次再結晶後の冷延鋼板に十分な量のゴス方位粒を生成できる。そのため、後工程の仕上焼鈍工程S5において、二次再結晶発現時にゴス方位粒が多く残存する。そのため、二次再結晶後のゴス方位への集積度を高めることができる。その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性を高めることができ、かつ、磁気特性のばらつきも抑制できる。 If the average temperature increase rate HR is 100° C./second or more, primary recrystallization occurs in a state where strain energy is sufficiently accumulated in the cold rolled steel sheet. Therefore, a sufficient amount of Goss-oriented grains can be generated in the cold-rolled steel sheet after primary recrystallization. Therefore, in the final annealing step S5, which is a subsequent step, many Goss-oriented grains remain when secondary recrystallization occurs. Therefore, the degree of integration in the Goss orientation after secondary recrystallization can be increased. As a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet can be improved, and variations in the magnetic properties can also be suppressed.

なお、平均昇温速度HRの上限は特に限定されない。しかしながら、平均昇温速度HRを2000℃/秒よりも速くしても、上記効果は飽和する。したがって、平均昇温速度HRの上限は、2000℃/秒である。 Note that the upper limit of the average temperature increase rate HR is not particularly limited. However, even if the average heating rate HR is higher than 2000° C./sec, the above effect is saturated. Therefore, the upper limit of the average heating rate HR is 2000°C/sec.

平均昇温速度HRの好ましい下限は150℃/秒であり、さらに好ましくは200℃/秒であり、さらに好ましくは300℃/秒であり、さらに好ましくは400℃/秒であり、さらに好ましくは500℃/秒であり、さらに好ましくは600℃/秒であり、さらに好ましくは700℃/秒であり、さらに好ましくは800℃/秒であり、さらに好ましくは900℃/秒である。 The preferable lower limit of the average heating rate HR is 150°C/sec, more preferably 200°C/sec, even more preferably 300°C/sec, even more preferably 400°C/sec, and even more preferably 500°C/sec. C/sec, more preferably 600 C/sec, even more preferably 700 C/sec, still more preferably 800 C/sec, even more preferably 900 C/sec.

平均昇温速度HRは次の方法により測定する。熱処理炉内には、鋼板の表面温度を測定するための複数の測温計が設置されている。複数の測温計は、熱処理炉の上流から下流に向かって配列されている。測温計により測定された鋼板の温度と、鋼板温度が550℃から750℃に上昇するまでに掛かった時間とに基づいて、平均昇温速度HRを求める。 The average temperature increase rate HR is measured by the following method. A plurality of thermometers are installed in the heat treatment furnace to measure the surface temperature of the steel plate. The plurality of thermometers are arranged from upstream to downstream of the heat treatment furnace. The average temperature increase rate HR is determined based on the temperature of the steel plate measured by the thermometer and the time taken for the steel plate temperature to rise from 550°C to 750°C.

[脱炭工程S42]
脱炭工程S42では、昇温工程S41後の冷延鋼板を脱炭焼鈍温度Taで保持して、脱炭焼鈍を実施する。これにより、冷延鋼板に一次再結晶を発現させる。脱炭工程中の雰囲気は、周知の雰囲気で足り、例えば、水素及び窒素を含有する湿潤窒素水素混合雰囲気である。脱炭焼鈍を実施することにより、鋼板中の炭素が鋼板から除去され、一次再結晶が発現する。脱炭焼鈍温度Ta及び脱炭焼鈍温度Taでの保持時間は特に限定されない。脱炭焼鈍温度Taは例えば、800~950℃である。脱炭焼鈍温度Taでの保持時間は例えば、15~150秒である。
[Decarburization step S42]
In the decarburization step S42, the cold rolled steel sheet after the temperature raising step S41 is held at the decarburization annealing temperature Ta, and decarburization annealing is performed. This causes the cold rolled steel sheet to undergo primary recrystallization. The atmosphere during the decarburization step may be a well-known atmosphere, such as a wet nitrogen-hydrogen mixed atmosphere containing hydrogen and nitrogen. By performing decarburization annealing, carbon in the steel sheet is removed from the steel sheet, and primary recrystallization occurs. The decarburization annealing temperature Ta and the holding time at the decarburization annealing temperature Ta are not particularly limited. The decarburization annealing temperature Ta is, for example, 800 to 950°C. The holding time at the decarburization annealing temperature Ta is, for example, 15 to 150 seconds.

[冷却工程S43]
冷却工程S43では、脱炭工程S42後の冷延鋼板を周知の方法で常温まで冷却して、脱炭焼鈍鋼板とする。冷却方法は放冷であってもよいし、水冷であってもよい。好ましくは、脱炭工程S42後の冷延鋼板を放冷する。以上の工程により脱炭焼鈍工程(S4)では、脱炭焼鈍鋼板を製造する。
[Cooling process S43]
In the cooling step S43, the cold rolled steel sheet after the decarburization step S42 is cooled to room temperature by a well-known method to obtain a decarburized annealed steel sheet. The cooling method may be air cooling or water cooling. Preferably, the cold rolled steel sheet after the decarburization step S42 is allowed to cool. In the decarburization annealing step (S4), a decarburization annealing steel plate is manufactured through the above steps.

[仕上焼鈍工程S5]
仕上焼鈍工程S5では、脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布し、焼鈍分離剤が塗布された脱炭焼鈍鋼板に対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造する。
仕上焼鈍工程S5は、次の工程を含む。
・焼鈍分離剤塗布工程S51
・焼鈍工程S52
以下、各工程について説明する。
[Final annealing step S5]
In the finish annealing step S5, an annealing separator is applied to the decarburized annealed steel plate, and finish annealing is performed on the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator to produce a finish annealed steel plate.
The final annealing step S5 includes the following steps.
・Annealing separator application step S51
・Annealing process S52
Each step will be explained below.

[焼鈍分離剤塗布工程S51]
焼鈍分離剤塗布工程S51では、脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布する。具体的には、脱炭焼鈍鋼板に、焼鈍分離剤を含有する水性スラリーを塗布する。水性スラリーは、焼鈍分離剤に水を加えて攪拌して作製する。焼鈍分離剤は、酸化マグネシウム(MgO)を含有する。好ましくは、MgOは焼鈍分離剤の主成分である。ここで、「主成分」とは、焼鈍分離剤中のMgO含有量が、質量%で60.0%以上であることを意味する。焼鈍分離剤は、MgO以外に、周知の添加剤を含有してもよい。
[Annealing separator application step S51]
In the annealing separator application step S51, an annealing separator is applied to the decarburized annealed steel plate. Specifically, an aqueous slurry containing an annealing separator is applied to a decarburized annealed steel plate. The aqueous slurry is prepared by adding water to the annealing separation agent and stirring the mixture. The annealing separator contains magnesium oxide (MgO). Preferably, MgO is the main component of the annealing separator. Here, "main component" means that the MgO content in the annealing separator is 60.0% or more in mass %. The annealing separator may contain known additives in addition to MgO.

焼鈍分離剤塗布工程S51では、脱炭焼鈍鋼板の表面上に水性スラリーの焼鈍分離剤を塗布する。表面に焼鈍分離剤が塗布された鋼板を巻取り、コイル状にする。鋼板をコイル状にした後、焼鈍工程S52を実施する。 In the annealing separator application step S51, an aqueous slurry annealing separator is applied onto the surface of the decarburized annealed steel sheet. A steel plate whose surface is coated with an annealing separator is wound up into a coil. After forming the steel plate into a coil shape, an annealing step S52 is performed.

[焼鈍工程S52]
焼鈍分離剤塗布工程S51後の鋼板に対して、焼鈍工程S52を実施して、二次再結晶を発現させる。仕上焼鈍工程(S5)は、コイル状の鋼板を熱処理炉内に装入して実施する。焼鈍工程S52での製造条件は例えば、次のとおりである。なお、焼鈍工程S52における炉内雰囲気は、周知の雰囲気である。
[Annealing step S52]
The steel plate after the annealing separator application step S51 is subjected to an annealing step S52 to cause secondary recrystallization. The final annealing step (S5) is carried out by charging the coiled steel plate into a heat treatment furnace. For example, the manufacturing conditions in the annealing step S52 are as follows. Note that the atmosphere in the furnace in the annealing step S52 is a well-known atmosphere.

仕上焼鈍温度:1000~1300℃
仕上焼鈍温度での保持時間:5~60時間
仕上焼鈍温度が1000℃未満であれば、十分な二次再結晶が発現せず、また二次再結晶に用いた析出物を除去する純化が十分ではない。そのため、製造された方向性電磁鋼板の磁気特性が低くなる。一方、仕上焼鈍温度が1300℃を超えても二次再結晶、純化に対する効果が低いとともに、鋼板の変形などの問題が生じる。仕上焼鈍温度が1000~1300℃であれば、上記保持時間が適切であることを前提として、十分な二次再結晶が発現して、磁気特性が高まる。さらに、鋼板表面上にフォルステライトを含有する一次被膜が形成される。
以上の製造工程により、仕上焼鈍工程S5では、仕上焼鈍鋼板を製造する。
Finish annealing temperature: 1000-1300℃
Holding time at final annealing temperature: 5 to 60 hours If the final annealing temperature is less than 1000°C, sufficient secondary recrystallization will not occur, and purification to remove precipitates used for secondary recrystallization will not be sufficient. isn't it. Therefore, the magnetic properties of the produced grain-oriented electrical steel sheet become low. On the other hand, even if the final annealing temperature exceeds 1300° C., the effect on secondary recrystallization and purification is low, and problems such as deformation of the steel plate occur. If the final annealing temperature is 1000 to 1300°C, sufficient secondary recrystallization will occur and the magnetic properties will improve, provided that the holding time is appropriate. Furthermore, a primary film containing forsterite is formed on the surface of the steel plate.
Through the above manufacturing process, a final annealing steel plate is manufactured in the final annealing step S5.

なお、仕上焼鈍工程S5により、鋼板の化学組成の各元素が鋼板中からある程度取り除かれる。特に、インヒビターとして機能するS、Al、N等は大幅に取り除かれる。また、仕上焼鈍工程S5後の方向性電磁鋼板の表面には、フォルステライトを含有する一次被膜が形成されている。 In addition, each element of the chemical composition of the steel plate is removed from the steel plate to some extent by the final annealing step S5. In particular, S, Al, N, etc. that function as inhibitors are largely removed. Furthermore, a primary coating containing forsterite is formed on the surface of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step S5.

[絶縁皮膜形成工程S6]
絶縁皮膜形成工程S6では、仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜形成液を塗布し、絶縁皮膜形成液が塗布された仕上焼鈍鋼板に対して熱処理を実施して、仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜を形成する。
[Insulating film forming step S6]
In the insulating film forming step S6, an insulating film forming liquid is applied to the finish annealed steel plate, and the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid is heat treated to form an insulating film on the finish annealed steel plate.

具体的には、仕上焼鈍鋼板の表面(一次被膜上)に、コロイド状シリカ及びリン酸塩を主体とする周知の絶縁皮膜形成液を塗布する。そして、絶縁皮膜形成液が塗布された仕上焼鈍鋼板に対して、焼付けを実施する。これにより、一次被膜上に、周知の絶縁皮膜が形成される。 Specifically, a well-known insulating film forming liquid mainly containing colloidal silica and phosphate is applied to the surface (on the primary coating) of the finish annealed steel sheet. Then, baking is performed on the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid. As a result, a well-known insulating film is formed on the primary film.

[その他の任意の工程]
[窒化処理工程]
本実施形態による方向性電磁鋼板1の製造方法はさらに、必要に応じて、脱炭焼鈍工程後であって、仕上焼鈍工程前に、窒化処理工程を実施してもよい。窒化処理工程は周知の条件で実施すればよい。好ましい窒化処理条件は例えば、次のとおりである。
窒化処理温度:700~850℃
窒化処理炉内の雰囲気(窒化処理雰囲気):水素、窒素、及びアンモニア等の窒化能を有するガスを含有する雰囲気
[Other arbitrary steps]
[Nitriding process]
The method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheet 1 according to the present embodiment may further include a nitriding step after the decarburization annealing step and before the finish annealing step, if necessary. The nitriding process may be carried out under known conditions. For example, preferable nitriding conditions are as follows.
Nitriding temperature: 700-850℃
Atmosphere inside the nitriding furnace (nitriding atmosphere): An atmosphere containing gases with nitriding ability such as hydrogen, nitrogen, and ammonia.

窒化処理温度が700℃以上、又は、窒化処理温度が850℃以下であれば、窒化処理時に窒素が鋼板中に侵入しやすい。この温度範囲内にて窒化処理を行えば、鋼板内部で窒素量を好ましく確保できる。そのため、二次再結晶前の鋼板中に微細AlNが好ましく形成される。その結果、仕上焼鈍時に二次再結晶が好ましく発現する。なお、窒化処理温度にて鋼板を保持する時間は特に限定されないが、例えば、10~60秒である。 If the nitriding temperature is 700° C. or higher or 850° C. or lower, nitrogen tends to penetrate into the steel sheet during the nitriding process. If the nitriding treatment is performed within this temperature range, a preferable amount of nitrogen can be ensured inside the steel sheet. Therefore, fine AlN is preferably formed in the steel sheet before secondary recrystallization. As a result, secondary recrystallization preferably occurs during final annealing. Note that the time for holding the steel plate at the nitriding temperature is not particularly limited, but is, for example, 10 to 60 seconds.

[磁区細分化処理工程]
本実施形態による方向性電磁鋼板はさらに、必要に応じて、仕上焼鈍工程S5又は絶縁皮膜形成工程S6後に、磁区細分化処理工程を実施してもよい。磁区細分化処理工程では、方向性電磁鋼板の表面に、磁区細分化効果のあるレーザ光を照射したり、表面に溝を形成したりする。この場合、さらに磁気特性に優れる方向性電磁鋼板が製造できる。
[Magnetic domain refining process]
The grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment may further be subjected to a magnetic domain refining treatment step after the final annealing step S5 or the insulation film forming step S6, if necessary. In the magnetic domain refining process, the surface of the grain-oriented electrical steel sheet is irradiated with a laser beam that has a magnetic domain refining effect, or grooves are formed on the surface. In this case, a grain-oriented electrical steel sheet with even better magnetic properties can be produced.

[製造工程のまとめ]
以上のとおり、本実施形態の製造方法では、冷間圧延工程S3において、条件1~条件8を満たすことにより、冷延鋼板中の鋼板表層のαファイバ方位群の発達を抑制し、γファイバ方位群を十分な量残存させる。そして、当該冷延鋼板に対して、条件9を満たす脱炭焼鈍工程S4を実施する。これらにより、脱炭焼鈍工程S4において、一次再結晶発現後の脱炭焼鈍鋼板の鋼板表層では、十分な量の微細ゴス方位粒とともに、十分な量の{111}再結晶群が生成する。
[Summary of manufacturing process]
As described above, in the manufacturing method of the present embodiment, by satisfying Conditions 1 to 8 in the cold rolling step S3, the development of the α-fiber orientation group in the surface layer of the steel sheet in the cold-rolled steel sheet is suppressed, and the γ-fiber orientation is Leave a sufficient amount of the group remaining. Then, the cold-rolled steel sheet is subjected to a decarburization annealing step S4 that satisfies Condition 9. As a result, in the decarburization annealing step S4, a sufficient amount of {111} recrystallization groups as well as a sufficient amount of fine Goss-oriented grains are generated in the steel sheet surface layer of the decarburized annealed steel sheet after primary recrystallization has occurred.

仕上焼鈍工程S5において、{111}再結晶群は、二次再結晶が発現する前に、微細ゴス方位粒以外の他の結晶粒が粗大化するのを抑制する。そのため、他の結晶粒が粗大化してゴス方位粒を蚕食するのを抑制できる。その結果、十分な量のゴス方位粒が二次再結晶し、ゴス方位の集積度を高めることができる。その結果、方向性電磁鋼板の磁束密度を高めることができる。 In the final annealing step S5, the {111} recrystallization group suppresses grains other than the fine Goss orientation grains from becoming coarser before secondary recrystallization occurs. Therefore, it is possible to suppress other crystal grains from becoming coarse and eating away at the Goss-oriented grains. As a result, a sufficient amount of Goss-oriented grains undergo secondary recrystallization, and the degree of accumulation of Goss-oriented grains can be increased. As a result, the magnetic flux density of the grain-oriented electrical steel sheet can be increased.

さらに、十分な量のゴス方位粒が二次再結晶するため、二次再結晶粒(ゴス方位粒)の大径化を抑制することができる。二次再結晶後のゴス方位粒の粒径を抑制することにより、コイル状の鋼板の集合組織において、ゴス方位からのばらつき、具体的には、各結晶粒の圧延方向に平行な<100>方位からのズレを抑えることができる。そのため、コイル状の方向性電磁鋼板の外周近傍部分と内周近傍部分での磁束密度のばらつきを抑えることができる。 Furthermore, since a sufficient amount of Goss-oriented grains undergo secondary recrystallization, it is possible to suppress the secondary recrystallized grains (Goss-oriented grains) from increasing in diameter. By suppressing the grain size of the Goss-oriented grains after secondary recrystallization, the texture of the coiled steel sheet can be improved by reducing the variation from the Goss orientation, specifically, the <100> grains parallel to the rolling direction of each grain. It is possible to suppress deviation from the direction. Therefore, it is possible to suppress variations in magnetic flux density between a portion near the outer periphery and a portion near the inner periphery of the coiled grain-oriented electrical steel sheet.

なお、本実施形態の製造方法では、熱延板焼鈍工程S2後、冷間圧延工程S3を実施するまでの期間である仕掛かり時間が長くなっても、製造される方向性電磁鋼板において、十分に高い磁束密度が得られ、かつ、方向性電磁鋼板の外周近傍部分と内周近傍部分での磁束密度のばらつきを抑えることができる。また、仕掛かり時間が長くなった場合と同様に、冷間圧延工程S3での脆性割れの発生を抑制するために、焼鈍処理を実施した場合であっても、製造される方向性電磁鋼板において、十分に高い磁束密度が得られ、かつ、方向性電磁鋼板の外周近傍部分と内周近傍部分での磁束密度のばらつきを抑えることができる。 In addition, in the manufacturing method of this embodiment, even if the in-process time, which is the period from hot-rolled sheet annealing step S2 to cold rolling step S3, becomes long, the grain-oriented electrical steel sheet to be manufactured can be sufficiently A high magnetic flux density can be obtained, and variations in magnetic flux density between a portion near the outer periphery and a portion near the inner periphery of the grain-oriented electrical steel sheet can be suppressed. In addition, as in the case where the in-process time becomes long, even if annealing treatment is performed to suppress the occurrence of brittle cracks in the cold rolling process S3, the grain-oriented electrical steel sheet to be manufactured may A sufficiently high magnetic flux density can be obtained, and variations in magnetic flux density between a portion near the outer periphery and a portion near the inner periphery of the grain-oriented electrical steel sheet can be suppressed.

以下に、本発明の態様を実施例により具体的に説明する。これらの実施例は、本実施形態の方向性電磁鋼板の製造方法の効果を確認するための一例であり、本発明を限定するものではない。 Hereinafter, aspects of the present invention will be specifically explained with reference to Examples. These Examples are examples for confirming the effects of the method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets of the present embodiment, and do not limit the present invention.

実施例1では、上述の製造工程中の条件1~条件9を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。 In Example 1, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing Conditions 1 to 9 in the manufacturing process described above.

具体的には、化学組成が、質量%で、C:0.08%、Si:3.3%、Mn:0.08%、S:0.02%、sol.Al:0.03%、N:0.01%を含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。 Specifically, the chemical composition is C: 0.08%, Si: 3.3%, Mn: 0.08%, S: 0.02%, sol. A slab containing 0.03% Al and 0.01% N, with the balance being Fe and impurities was prepared.

表1-1及び表1-2に示す各試験番号のスラブに対して、熱間圧延工程S1を実施した。具体的には、各試験番号のスラブを加熱炉で1340℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延を実施して、板厚1.8~3.5mmの熱延鋼板を製造した。 Hot rolling step S1 was performed on the slabs of each test number shown in Tables 1-1 and 1-2. Specifically, the slabs of each test number were heated to 1340°C in a heating furnace. The heated slab was hot rolled to produce a hot rolled steel plate with a thickness of 1.8 to 3.5 mm.

熱間圧延工程後の熱延鋼板に対して、900~1200℃の熱延板焼鈍温度で、保持時間10~300秒の熱延板焼鈍工程S2を実施した。熱延板焼鈍工程S2後、冷間圧延工程S3を実施して、板厚が0.22mmの冷延鋼板を製造した。具体的には、第1冷間圧延工程を実施した後、第2冷間圧延工程を実施した。条件1~条件9は表1-1及び表1-2に示すとおりであった。 The hot rolled steel sheet after the hot rolling process was subjected to a hot rolled sheet annealing step S2 at a hot rolled sheet annealing temperature of 900 to 1200° C. and a holding time of 10 to 300 seconds. After the hot rolled sheet annealing step S2, a cold rolling step S3 was performed to produce a cold rolled steel sheet having a thickness of 0.22 mm. Specifically, after implementing the 1st cold rolling process, the 2nd cold rolling process was implemented. Conditions 1 to 9 were as shown in Tables 1-1 and 1-2.

Figure 2023155059000002
Figure 2023155059000002

Figure 2023155059000003
Figure 2023155059000003

具体的には、表1-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件1」欄の「リバース」は、第1冷間圧延工程として、リバース圧延工程を実施したことを意味する。「タンデム」は、第1冷間圧延工程として、タンデム圧延工程を実施したことを意味する。 Specifically, "reverse" in the "condition 1" column of the "first cold rolling process" column in Table 1-1 means that a reverse rolling process was performed as the first cold rolling process. . "Tandem" means that a tandem rolling process was performed as the first cold rolling process.

表1-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件2」欄には、各パスで用いたワークロールの平均直径D1(mm)が記載されている。表1-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件3」には、第1冷間圧延工程での累積圧下率CR1(%)が記載されている。 In the "Condition 2" column of the "First Cold Rolling Step" column in Table 1-1, the average diameter D1 (mm) of the work rolls used in each pass is listed. In "Condition 3" in the "First Cold Rolling Step" column in Table 1-1, the cumulative rolling reduction CR1 (%) in the first cold rolling step is listed.

表1-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件4」欄の「リバース」は、第2冷間圧延工程として、リバース圧延工程を実施したことを意味する。「タンデム」は、第2冷間圧延工程として、タンデム圧延工程を実施したことを意味する。「-」は第2冷間圧延工程を実施しなかったことを意味する。 "Reverse" in the "Condition 4" column of the "Second Cold Rolling Step" column in Table 1-1 means that a reverse rolling step was performed as the second cold rolling step. "Tandem" means that a tandem rolling process was performed as the second cold rolling process. "-" means that the second cold rolling step was not performed.

表1-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件5」欄には、圧延対象となる冷延鋼板が熱処理されたものか否かを表示する。「無し」は、焼鈍されてない、圧延まま材の冷延鋼板を第2冷間圧延工程の圧延対象としたことを意味する。「有り」は、焼鈍された冷延鋼板を第2冷間圧延工程の圧延対象としたことを意味する。なお、焼鈍では、冷延鋼板を1100℃で80秒保持した。 The "Condition 5" column in the "Second Cold Rolling Step" column in Table 1-1 indicates whether or not the cold rolled steel sheet to be rolled has been heat treated. "None" means that a cold-rolled steel sheet that has not been annealed and is an as-rolled material is subjected to rolling in the second cold rolling step. “Present” means that the annealed cold-rolled steel sheet was subjected to rolling in the second cold-rolling step. In addition, during annealing, the cold rolled steel plate was held at 1100° C. for 80 seconds.

表1-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件6」欄には、各パスで用いたワークロールの平均直径D2(mm)が記載されている。表1-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件7」には、第2冷間圧延工程での累積圧下率CR2(%)が記載されている。 In the "Condition 6" column of the "Second Cold Rolling Step" column in Table 1-1, the average diameter D2 (mm) of the work rolls used in each pass is listed. In "Condition 7" in the "Second cold rolling process" column in Table 1-1, the cumulative rolling reduction ratio CR2 (%) in the second cold rolling process is listed.

表1-1中の「条件8」欄には、冷間圧延工程S3全体の累積圧下率CR0(%)が記載されている。 In the "Condition 8" column in Table 1-1, the cumulative rolling reduction rate CR0 (%) of the entire cold rolling step S3 is listed.

冷間圧延工程S3後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程S4を実施した。具体的には、870℃の到達温度まで昇温した後、830℃の脱炭焼鈍温度で80秒保持した。その後、冷延鋼板を常温まで放冷して、脱炭焼鈍鋼板とした。なお、昇温時において、550℃から750℃になるまでの間の平均昇温速度HRは、表1-2中の「脱炭焼鈍工程4」の「条件9」欄に記載のとおりとした。 A decarburization annealing step S4 was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling step S3. Specifically, after the temperature was raised to a final temperature of 870°C, the decarburization annealing temperature was held at 830°C for 80 seconds. Thereafter, the cold-rolled steel sheet was allowed to cool to room temperature to obtain a decarburized annealed steel sheet. In addition, during temperature increase, the average temperature increase rate HR from 550 ° C to 750 ° C was as described in the "Condition 9" column of "Decarburization annealing step 4" in Table 1-2. .

脱炭焼鈍鋼板の表面にMgOを主成分とする焼鈍分離剤を塗布した。その後、焼鈍分離剤を塗布した脱炭焼鈍鋼板をコイル状に巻き取った。以下、コイル状の鋼板を、単に「コイル」ともいう。コイルの内周の曲率半径を250mmとし、コイルの外周の曲率半径は850mmとした。 An annealing separator containing MgO as a main component was applied to the surface of a decarburized annealed steel sheet. Thereafter, the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator was wound into a coil. Hereinafter, the coiled steel plate will also be simply referred to as a "coil." The radius of curvature of the inner circumference of the coil was 250 mm, and the radius of curvature of the outer circumference of the coil was 850 mm.

コイルに対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造した。仕上焼鈍での仕上焼鈍温度を1100℃~1200℃とし、仕上焼鈍温度での保持時間を5~30時間とした。 Finish annealing was performed on the coil to produce a finish annealed steel plate. The final annealing temperature in the final annealing was 1100°C to 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 5 to 30 hours.

仕上焼鈍工程S5後の鋼板に対して、絶縁皮膜形成工程S6を実施した。具体的には、各試験番号の仕上焼鈍鋼板の表面に、コロイド状シリカ及びリン酸塩を主体とする絶縁皮膜形成液を塗布した。その後、絶縁皮膜形成液が塗布された仕上焼鈍鋼板に対して、同じ条件で焼付けを実施し、一次被膜上に、絶縁皮膜を形成した。以上の製造工程により、各試験番号のコイル状の方向性電磁鋼板を製造した。 An insulation film forming step S6 was performed on the steel plate after the final annealing step S5. Specifically, an insulating film forming liquid mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface of the finish annealed steel plate of each test number. Thereafter, the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid was baked under the same conditions to form an insulating film on the primary film. Through the above manufacturing process, coil-shaped grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
製造した各試験番号の方向性電磁鋼板のうち、仕上焼鈍時のコイル最内周部分、及び、最外周部分から試験片を採取した。試験片のサイズは、60mm×300mm×板厚とした。以下、コイル最内周部分の試験片を「内周部試験片」、コイル最外周部分の試験片を「外周部試験片」という。
[Evaluation test]
Of the grain-oriented electrical steel sheets produced for each test number, test pieces were taken from the innermost and outermost parts of the coil during final annealing. The size of the test piece was 60 mm x 300 mm x plate thickness. Hereinafter, the test piece at the innermost circumference of the coil will be referred to as the "inner circumference test piece," and the test piece at the outermost circumference of the coil will be referred to as the "outer circumference test piece."

内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8を、JIS C2556:2015に準拠して求めた。さらに、次式により、磁束密度差ΔBを求めた。
ΔB=外周部試験片の磁束密度B8-内周部試験片の磁束密度B8
The magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was determined in accordance with JIS C2556:2015. Furthermore, the magnetic flux density difference ΔB was determined using the following equation.
ΔB=Magnetic flux density of the outer circumference test piece B8−Magnetic flux density of the inner circumference test piece B8

[評価結果]
得られた磁束密度B8を表1-2に示す。
試験番号3~6、8~16、18~23、25~33、42及び43では、条件1~9が適切であった。そのため、内周部試験片及び外周部試験片のいずれにおいても、磁束密度B8が1.911T以上であった。さらに、ΔBは0.006T以下であり、磁束密度のばらつきが少なかった。
[Evaluation results]
The obtained magnetic flux density B8 is shown in Table 1-2.
In test numbers 3-6, 8-16, 18-23, 25-33, 42 and 43, conditions 1-9 were appropriate. Therefore, the magnetic flux density B8 was 1.911T or more in both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece. Furthermore, ΔB was 0.006T or less, and there was little variation in magnetic flux density.

一方、試験番号1では、第2冷間圧延工程を実施しなかった。そのため、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8が低かった。さらに、ΔBが0.006Tを超え、磁束密度のばらつきが大きかった。 On the other hand, in test number 1, the second cold rolling step was not performed. Therefore, the magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low. Furthermore, ΔB exceeded 0.006T, and the variation in magnetic flux density was large.

試験番号2では、条件2を満たさなかった。そのため、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8が低かった。さらに、ΔBが0.006T以上であり、磁束密度のばらつきが大きかった。 In test number 2, condition 2 was not satisfied. Therefore, the magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low. Furthermore, ΔB was 0.006T or more, and the variation in magnetic flux density was large.

試験番号7及び24では、条件8を満たさなかった。そのため、ゴス方位への集積度が低かった。その結果、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8がいずれも低かった。 In test numbers 7 and 24, condition 8 was not satisfied. Therefore, the degree of accumulation in the Goss direction was low. As a result, the magnetic flux density B8 of both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low.

試験番号17では、条件3の下限を満たさなかった。条件7が上限を超えた。そのため、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8が低かった。さらに、ΔBが0.006Tを超え、磁束密度のばらつきが大きかった。 In test number 17, the lower limit of condition 3 was not satisfied. Condition 7 exceeded the upper limit. Therefore, the magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low. Furthermore, ΔB exceeded 0.006T, and the variation in magnetic flux density was large.

試験番号34では、条件3の上限を満たさなかった。そのため、条件7が下限未満となった。そのため、ゴス方位への集積度が低かった。その結果、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8がいずれも低かった。さらに、ΔBが0.006Tを超えであり、磁束密度のばらつきが大きかった。 In test number 34, the upper limit of condition 3 was not satisfied. Therefore, condition 7 was less than the lower limit. Therefore, the degree of accumulation in the Goss direction was low. As a result, the magnetic flux density B8 of both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low. Furthermore, ΔB exceeded 0.006T, and the variation in magnetic flux density was large.

試験番号35~39では、リバース圧延工程の圧延対象を、熱処理された中間鋼板とした。そのため、ゴス方位への集積度が低かった。その結果、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8がいずれも低く、ΔBが0.006Tを超える場合もあった。 In test numbers 35 to 39, heat-treated intermediate steel plates were rolled in the reverse rolling process. Therefore, the degree of accumulation in the Goss direction was low. As a result, the magnetic flux density B8 of both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low, and ΔB exceeded 0.006T in some cases.

試験番号40及び41では、条件9を満たさなかった。そのため、ゴス方位への集積度が低かった。その結果、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8がいずれも低かった。さらに、ΔBが0.006Tを超え、磁束密度のばらつきが大きかった。 Condition 9 was not satisfied in test numbers 40 and 41. Therefore, the degree of accumulation in the Goss direction was low. As a result, the magnetic flux density B8 of both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was low. Furthermore, ΔB exceeded 0.006T, and the variation in magnetic flux density was large.

実施例2では、種々の化学組成を有するスラブを用いて、方向性電磁鋼板を製造した。具体的には、表2-1、表2-2に示す化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 2, grain-oriented electrical steel sheets were manufactured using slabs having various chemical compositions. Specifically, slabs having chemical compositions shown in Tables 2-1 and 2-2 were prepared.

Figure 2023155059000004
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Figure 2023155059000005
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表2-1中の元素含有量の「-」は、対応する元素含有量において、上述の実施形態で規定の有効数字(最小桁までの数値)での端数を四捨五入した場合に0%であることを意味する。例えば、本実施形態で規定されたCr含有量は小数第二位までの数値で規定されている。したがって、表2-1中の試験番号1では、測定されたCr含有量が、小数第三位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。また、本実施形態で規定されたSn含有量は小数第二位までの数値で規定されている。したがって、表2-1中の試験番号1では、測定されたSn含有量が、小数第三位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。
なお、四捨五入とは、規定された最小桁の下の桁(端数)が5未満であれば切り捨て、5以上であれば切り上げることを意味する。
The "-" in the element content in Table 2-1 means 0% when rounding off the fraction to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above embodiment for the corresponding element content. It means that. For example, the Cr content specified in this embodiment is specified as a numerical value to the second decimal place. Therefore, test number 1 in Table 2-1 means that the measured Cr content was 0% when rounded to the second decimal place. Further, the Sn content specified in this embodiment is specified as a numerical value to the second decimal place. Therefore, test number 1 in Table 2-1 means that the measured Sn content was 0% when rounded to the second decimal place.
Note that rounding means rounding down if the digit (fraction) below the specified minimum digit is less than 5, and rounding up if it is 5 or more.

表2-1及び表2-2に記載の各試験番号のスラブに対して熱間圧延工程S1を実施した。具体的には、各試験番号のスラブを加熱炉で1340℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延を実施して、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。 Hot rolling step S1 was performed on the slabs of each test number listed in Tables 2-1 and 2-2. Specifically, the slabs of each test number were heated to 1340°C in a heating furnace. The heated slab was hot rolled to produce a hot rolled steel plate with a thickness of 2.3 mm.

熱間圧延工程後の熱延鋼板に対して、900~1200℃の熱延板焼鈍温度で、保持時間10~300秒の熱延板焼鈍工程S2を実施した。 The hot rolled steel sheet after the hot rolling process was subjected to a hot rolled sheet annealing step S2 at a hot rolled sheet annealing temperature of 900 to 1200° C. and a holding time of 10 to 300 seconds.

熱延板焼鈍工程S2後、冷間圧延工程S3を実施して、板厚が0.22mmの冷延鋼板を製造した。具体的には、初めに、熱延鋼板に対して、タンデム圧延工程S31を実施して中間鋼板を製造した。タンデム圧延工程では5パスの圧下を実施した。タンデム圧延でのワークロールの平均直径D1は500mmであり、累積圧下率CR1は60%であった。中間鋼板に対して熱処理を施すことなく、リバース圧延工程を実施した。リバース圧延工程では3パスの圧下を実施した。リバース圧延工程でのワークロールの平均直径は70mmであり、累積圧下率CR2は76%であった。冷間圧延工程S3全体の累積圧下率CR0は90%であった。 After the hot rolled sheet annealing step S2, a cold rolling step S3 was performed to produce a cold rolled steel sheet having a thickness of 0.22 mm. Specifically, first, a tandem rolling process S31 was performed on a hot rolled steel plate to produce an intermediate steel plate. In the tandem rolling process, rolling was performed in 5 passes. The average diameter D1 of the work rolls in tandem rolling was 500 mm, and the cumulative rolling reduction CR1 was 60%. A reverse rolling process was carried out without applying heat treatment to the intermediate steel plate. In the reverse rolling process, three passes of rolling were performed. The average diameter of the work rolls in the reverse rolling process was 70 mm, and the cumulative rolling reduction CR2 was 76%. The cumulative rolling reduction ratio CR0 of the entire cold rolling process S3 was 90%.

冷間圧延工程S3後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程S4を実施した。具体的には、850℃の到達温度まで昇温した後、830℃の脱炭焼鈍温度で80秒保持した。その後、冷延鋼板を常温まで放冷して、脱炭焼鈍鋼板とした。なお、昇温時において、550℃から750℃になるまでの間の平均昇温速度HRは1300℃/秒であった。 A decarburization annealing step S4 was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling step S3. Specifically, after raising the temperature to a final temperature of 850°C, it was held at a decarburization annealing temperature of 830°C for 80 seconds. Thereafter, the cold-rolled steel sheet was allowed to cool to room temperature to obtain a decarburized annealed steel sheet. Note that during temperature increase, the average temperature increase rate HR from 550°C to 750°C was 1300°C/sec.

脱炭焼鈍鋼板の表面にMgOを主成分とする焼鈍分離剤を塗布した。その後、焼鈍分離剤を塗布した脱炭焼鈍鋼板をコイル状に巻き取った。以下、コイル状の鋼板を、単に「コイル」ともいう。コイルの内周の曲率反映は250mmとし、コイルの外周の曲率半径は850mmとした。 An annealing separator containing MgO as a main component was applied to the surface of a decarburized annealed steel sheet. Thereafter, the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator was wound into a coil. Hereinafter, the coiled steel plate will also be simply referred to as a "coil." The curvature reflection of the inner circumference of the coil was 250 mm, and the radius of curvature of the outer circumference of the coil was 850 mm.

コイルに対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造した。仕上焼鈍での仕上焼鈍温度を1100℃~1200℃とし、仕上焼鈍温度での保持時間を5~30時間とした。 Finish annealing was performed on the coil to produce a finish annealed steel plate. The final annealing temperature in the final annealing was 1100°C to 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 5 to 30 hours.

仕上焼鈍工程S5後の鋼板に対して、絶縁皮膜形成工程S6を実施した。具体的には、各試験番号の仕上焼鈍鋼板の表面に、コロイド状シリカ及びリン酸塩を主体とする絶縁皮膜形成液を塗布した。その後、絶縁皮膜形成液が塗布された仕上焼鈍鋼板に対して、同じ条件で焼付けを実施し、一次被膜上に、絶縁皮膜を形成した。以上の製造工程により、各試験番号のコイル状の方向性電磁鋼板を製造した。 An insulation film forming step S6 was performed on the steel plate after the final annealing step S5. Specifically, an insulating film forming liquid mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface of the finish annealed steel plate of each test number. Thereafter, the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid was baked under the same conditions to form an insulating film on the primary film. Through the above manufacturing process, coil-shaped grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
実施例1と同様に、各試験番号のコイル状の方向性電磁鋼板から、内周部試験片及び外周部試験片を採取した。そして、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8を、JIS C2556:2015に準拠して求めた。さらに、磁束密度差ΔBを求めた。
[Evaluation test]
As in Example 1, an inner circumference test piece and an outer circumference test piece were taken from the coiled grain-oriented electrical steel sheets of each test number. Then, the magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was determined in accordance with JIS C2556:2015. Furthermore, the magnetic flux density difference ΔB was determined.

[試験結果]
評価結果を表2-2に示す。
試験番号1~15のいずれの方向性電磁鋼板においても、スラブの化学組成は適切であった。さらに、製造工程中の条件1~条件9も適切であった。そのため、内周部試験片及び外周部試験片のいずれにおいても、磁束密度B8が1.911T以上であった。さらに、ΔBは0.006T以下であり、磁束密度のばらつきが少なかった。
[Test results]
The evaluation results are shown in Table 2-2.
In any of the grain-oriented electrical steel sheets of test numbers 1 to 15, the chemical composition of the slab was appropriate. Furthermore, conditions 1 to 9 during the manufacturing process were also appropriate. Therefore, the magnetic flux density B8 was 1.911T or more in both the inner circumference test piece and the outer circumference test piece. Furthermore, ΔB was 0.006T or less, and there was little variation in magnetic flux density.

実施例3では、熱延板焼鈍工程S2完了後から冷間圧延工程S3を実施するまでの期間(仕掛時間)の影響、及び、冷間圧延工程S3前に焼鈍処理を実施した場合の焼鈍温度の影響について調査した。 In Example 3, the influence of the period (in-process time) from the completion of the hot-rolled plate annealing step S2 to the implementation of the cold rolling step S3, and the annealing temperature when the annealing treatment is performed before the cold rolling step S3 We investigated the impact of

具体的には、化学組成が、質量%で、C:0.08%、Si:3.4%、Mn:0.08%、S:0.02%、sol.Al:0.03%、N:0.01%を含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。 Specifically, the chemical composition is C: 0.08%, Si: 3.4%, Mn: 0.08%, S: 0.02%, sol. A slab containing 0.03% Al and 0.01% N, with the balance being Fe and impurities was prepared.

表3-1及び表3-2に示す各試験番号のスラブに対して、熱間圧延工程S1を実施した。具体的には、各試験番号のスラブを加熱炉で1340℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延を実施して、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。 Hot rolling step S1 was performed on the slabs with each test number shown in Table 3-1 and Table 3-2. Specifically, the slabs of each test number were heated to 1340°C in a heating furnace. The heated slab was hot rolled to produce a hot rolled steel plate with a thickness of 2.3 mm.

Figure 2023155059000006
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Figure 2023155059000007
Figure 2023155059000007

熱間圧延工程後の熱延鋼板に対して、900~1200℃の熱延板焼鈍温度で、保持時間10~300秒の熱延板焼鈍工程S2を実施した。 The hot rolled steel sheet after the hot rolling process was subjected to a hot rolled sheet annealing step S2 at a hot rolled sheet annealing temperature of 900 to 1200° C. and a holding time of 10 to 300 seconds.

熱延板焼鈍工程S2後、表3-2に示す仕掛日数(日)で熱延鋼板を屋内ヤードに載置した。仕掛日数経過後、試験番号7~14の試験番号の熱延鋼板に対して、冷間圧延工程S3を実施する直前に、表3-2に記載の焼鈍温度(℃)で焼鈍(熱処理)した。なお、試験番号1~6では熱延鋼板に対して焼鈍を実施しなかった。
その後、試験番号1~14の熱延鋼板に対して、冷間圧延工程S3を実施して、板厚0.19mmの冷延鋼板を製造した。具体的には、第1冷間圧延工程を実施した後、第2冷間圧延工程を実施した。条件1~条件4、条件6及び条件7は表3-1に示すとおりであった。
具体的には、表3-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件1」欄の「リバース」は、第1冷間圧延工程として、リバース圧延工程を実施したことを意味する。「タンデム」は、第1冷間圧延工程として、タンデム圧延工程を実施したことを意味する。
After the hot rolled sheet annealing step S2, the hot rolled steel sheets were placed in an indoor yard for the number of days shown in Table 3-2. After the number of work days had passed, the hot rolled steel sheets with test numbers 7 to 14 were annealed (heat treated) at the annealing temperature (°C) listed in Table 3-2 immediately before performing cold rolling step S3. . Note that in test numbers 1 to 6, the hot rolled steel sheets were not annealed.
Thereafter, cold rolling step S3 was performed on the hot rolled steel plates of test numbers 1 to 14 to produce cold rolled steel plates with a plate thickness of 0.19 mm. Specifically, after implementing the 1st cold rolling process, the 2nd cold rolling process was implemented. Conditions 1 to 4, Condition 6, and Condition 7 were as shown in Table 3-1.
Specifically, "reverse" in the "condition 1" column of the "first cold rolling process" column in Table 3-1 means that a reverse rolling process was performed as the first cold rolling process. . "Tandem" means that a tandem rolling process was performed as the first cold rolling process.

表3-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件2」欄には、各パスで用いたワークロールの平均直径D1(mm)が記載されている。表3-1中の「第1冷間圧延工程」欄の「条件3」には、第1冷間圧延工程での累積圧下率CR1(%)が記載されている。 In the "Condition 2" column of the "First Cold Rolling Step" column in Table 3-1, the average diameter D1 (mm) of the work rolls used in each pass is listed. In "Condition 3" in the "First Cold Rolling Step" column in Table 3-1, the cumulative rolling reduction CR1 (%) in the first cold rolling step is listed.

表3-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件4」欄の「リバース」は、第2冷間圧延工程として、リバース圧延工程を実施したことを意味する。「-」は第2冷間圧延工程を実施しなかったことを意味する。 "Reverse" in the "Condition 4" column of the "Second cold rolling process" column in Table 3-1 means that a reverse rolling process was performed as the second cold rolling process. "-" means that the second cold rolling step was not performed.

表3-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件6」欄には、各パスで用いたワークロールの平均直径D2(mm)が記載されている。表3-1中の「第2冷間圧延工程」欄の「条件7」には、第2冷間圧延工程での累積圧下率CR2(%)が記載されている。表3-1中の「条件8」欄には、冷間圧延工程S3全体の累積圧下率CR0(%)が記載されている。 In the "Condition 6" column of the "Second Cold Rolling Step" column in Table 3-1, the average diameter D2 (mm) of the work rolls used in each pass is listed. In "Condition 7" in the "Second cold rolling process" column in Table 3-1, the cumulative rolling reduction ratio CR2 (%) in the second cold rolling process is listed. In the "Condition 8" column in Table 3-1, the cumulative rolling reduction rate CR0 (%) of the entire cold rolling step S3 is listed.

なお、条件5については、いずれの試験番号においても、熱処理が施されていない中間鋼板を、第2冷間圧延工程の圧延対象とした。なお、条件1がリバース圧延である場合、3パスの圧下を実施した。条件1がタンデム圧延である場合、5パスの圧下を実施した。 Regarding condition 5, in any test number, the intermediate steel plate that had not been subjected to heat treatment was subjected to rolling in the second cold rolling step. Note that when Condition 1 was reverse rolling, three passes of rolling were performed. When Condition 1 was tandem rolling, 5 passes of rolling were performed.

冷間圧延工程S3後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程S4を実施した。具体的には、850℃の到達温度まで昇温した後、830℃の脱炭焼鈍温度で80秒保持した。その後、冷延鋼板を常温まで放冷して、脱炭焼鈍鋼板とした。なお、加熱時において、550℃から750℃になるまでの間の平均昇温速度HR(条件9)は1300℃/秒であった。 A decarburization annealing step S4 was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling step S3. Specifically, after raising the temperature to a final temperature of 850°C, it was held at a decarburization annealing temperature of 830°C for 80 seconds. Thereafter, the cold-rolled steel sheet was allowed to cool to room temperature to obtain a decarburized annealed steel sheet. Note that during heating, the average temperature increase rate HR (condition 9) from 550°C to 750°C was 1300°C/sec.

脱炭焼鈍鋼板の表面にMgOを主成分とする焼鈍分離剤を塗布した。その後、焼鈍分離剤を塗布した脱炭焼鈍鋼板をコイル状に巻き取った。以下、コイル状の鋼板を、単に「コイル」ともいう。コイルの内周の曲率反映は250mmとし、コイルの外周の曲率半径は850mmとした。 An annealing separator containing MgO as a main component was applied to the surface of a decarburized annealed steel sheet. Thereafter, the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator was wound into a coil. Hereinafter, the coiled steel plate will also be simply referred to as a "coil." The curvature reflection of the inner circumference of the coil was 250 mm, and the radius of curvature of the outer circumference of the coil was 850 mm.

コイルに対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造した。仕上焼鈍での仕上焼鈍温度を1100℃~1200℃とし、仕上焼鈍温度での保持時間を5~30時間とした。 Finish annealing was performed on the coil to produce a finish annealed steel plate. The final annealing temperature in the final annealing was 1100°C to 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 5 to 30 hours.

仕上焼鈍工程S5後の鋼板に対して、絶縁皮膜形成工程S6を実施した。具体的には、各試験番号の仕上焼鈍鋼板の表面に、コロイド状シリカ及びリン酸塩を主体とする絶縁皮膜形成液を塗布した。その後、絶縁皮膜形成液が塗布された仕上焼鈍鋼板に対して、同じ条件で焼付けを実施し、一次被膜上に、絶縁皮膜を形成した。以上の製造工程により、各試験番号のコイル状の方向性電磁鋼板を製造した。 An insulation film forming step S6 was performed on the steel plate after the final annealing step S5. Specifically, an insulating film forming liquid mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface of the finish annealed steel plate of each test number. Thereafter, the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid was baked under the same conditions to form an insulating film on the primary film. Through the above manufacturing process, coil-shaped grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
実施例1と同様に、各試験番号のコイル状の方向性電磁鋼板から、内周部試験片及び外周部試験片を採取した。そして、内周部試験片及び外周部試験片の磁束密度B8を、JIS C2556:2015に準拠して求めた。さらに、磁束密度差ΔBを求めた。
[Evaluation test]
As in Example 1, an inner circumference test piece and an outer circumference test piece were taken from the coiled grain-oriented electrical steel sheets of each test number. Then, the magnetic flux density B8 of the inner circumference test piece and the outer circumference test piece was determined in accordance with JIS C2556:2015. Furthermore, the magnetic flux density difference ΔB was determined.

[試験結果]
評価結果を表3-2に示す。
[Test results]
The evaluation results are shown in Table 3-2.

試験番号1~3、7~10では、条件1~条件9が適切であった。そのため、仕掛時間が1日以上であっても、また、第1冷間圧延工程前に焼鈍を実施しても、コイル内周、外周共に、優れた磁束密度B8が得られた。 In test numbers 1 to 3 and 7 to 10, conditions 1 to 9 were appropriate. Therefore, even if the processing time was one day or more, and even if annealing was performed before the first cold rolling step, excellent magnetic flux density B8 was obtained on both the inner and outer circumferences of the coil.

一方、試験番号4~6、11~14は、従来の冷間圧延工程を実施した。そのため、仕掛時間が1日以上の場合、コイル内周、外周共に、磁束密度B8が低かった。また、第1冷間圧延工程前に焼鈍を実施した場合も、コイル内周、外周共に、磁束密度B8が低かった。さらに、ΔBが0.006Tを超え、磁束密度のばらつきが大きかった。 On the other hand, in test numbers 4 to 6 and 11 to 14, the conventional cold rolling process was performed. Therefore, when the processing time was one day or more, the magnetic flux density B8 was low at both the inner and outer circumferences of the coil. Further, even when annealing was performed before the first cold rolling step, the magnetic flux density B8 was low at both the inner and outer circumferences of the coil. Furthermore, ΔB exceeded 0.006T, and the variation in magnetic flux density was large.

以上、本発明の実施の形態を説明した。しかしながら、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。したがって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変更して実施することができる。 The embodiments of the present invention have been described above. However, the embodiments described above are merely examples for implementing the present invention. Therefore, the present invention is not limited to the embodiments described above, and can be implemented by appropriately modifying the embodiments described above without departing from the spirit thereof.

Claims (2)

化学組成が、質量%で、
C:0.01~0.20%、
Si:2.0~4.5%、
Mn:0.01~0.30%、
S:0.01~0.05%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.01~0.02%、
Cr:0.00~0.50%、
Sn:0.00~0.30%、
Sb:0.00~0.30%、
Ni:0.00~0.50%、
Mo:0.00~0.20%、
P:0.00~0.15%、
Cu:0.00~0.50%、
Se:0.00~0.03%、
V:0.00~0.15%、及び、
Bi:0.0000~0.0100%、
を含有し、残部がFe及び不純物からなるスラブを熱間圧延して熱延鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱延鋼板を焼鈍する熱延板焼鈍工程と、
前記熱延板焼鈍工程後の前記熱延鋼板を、累積圧下率CR0を90%以上として冷間圧延し、冷延鋼板を製造する冷間圧延工程と、
前記冷延鋼板に対して脱炭焼鈍を実施して、脱炭焼鈍鋼板を製造する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布し、前記焼鈍分離剤が塗布された前記脱炭焼鈍鋼板に対して仕上焼鈍を実施して、仕上焼鈍鋼板を製造する仕上焼鈍工程と、
前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜形成液を塗布し、前記絶縁皮膜形成液が塗布された前記仕上焼鈍鋼板に対して熱処理を実施して、前記仕上焼鈍鋼板に絶縁皮膜を形成する、絶縁皮膜形成工程と、を備え、
前記冷間圧延工程は、
一列に配列された複数の圧延スタンドを含むタンデム圧延機を用いて、前記熱延鋼板に対して複数のパス数の連続圧延を実施して、中間鋼板を製造するタンデム圧延工程と、
多段圧延機を用いて、前記タンデム圧延工程後に熱処理が施されていない前記中間鋼板に対して複数のパス数のリバース圧延を実施して、前記冷延鋼板を製造するリバース圧延工程と、を含み、
前記タンデム圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D1を200mm以上とし、
累積圧下率CR1を30~87%とし、
前記リバース圧延工程では、
複数の前記パスで用いる複数のワークロールの平均直径D2を100mm以下とし、
累積圧下率CR2を24~86%とし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記冷延鋼板の温度が550℃~750℃の範囲での平均昇温速度HRを100℃/秒以上とする、
方向性電磁鋼板の製造方法。
The chemical composition is in mass%,
C: 0.01-0.20%,
Si: 2.0 to 4.5%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S: 0.01-0.05%,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.01-0.02%,
Cr: 0.00-0.50%,
Sn: 0.00-0.30%,
Sb: 0.00 to 0.30%,
Ni: 0.00 to 0.50%,
Mo: 0.00-0.20%,
P: 0.00-0.15%,
Cu: 0.00-0.50%,
Se: 0.00-0.03%,
V: 0.00 to 0.15%, and
Bi: 0.0000-0.0100%,
A hot rolling step of producing a hot rolled steel plate by hot rolling a slab containing Fe and the remainder consisting of Fe and impurities;
a hot-rolled plate annealing step of annealing the hot-rolled steel plate;
A cold rolling step of manufacturing a cold rolled steel sheet by cold rolling the hot rolled steel sheet after the hot rolled sheet annealing step at a cumulative reduction rate CR0 of 90% or more;
a decarburization annealing step of performing decarburization annealing on the cold rolled steel sheet to produce a decarburization annealed steel sheet;
A finish annealing step of applying an annealing separator to the decarburized annealed steel plate, and performing finish annealing on the decarburized annealed steel plate coated with the annealing separator to produce a finish annealed steel plate;
An insulating film forming step of applying an insulating film forming liquid to the finish annealed steel plate, and performing heat treatment on the finish annealed steel plate coated with the insulating film forming liquid to form an insulating film on the finish annealed steel plate. and,
The cold rolling process includes:
A tandem rolling step of manufacturing an intermediate steel plate by continuously rolling the hot-rolled steel plate in a plurality of passes using a tandem rolling mill including a plurality of rolling stands arranged in a row;
A reverse rolling step of manufacturing the cold rolled steel sheet by performing reverse rolling for a plurality of passes on the intermediate steel sheet that has not been heat treated after the tandem rolling step using a multi-high rolling mill. ,
In the tandem rolling process,
The average diameter D1 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 200 mm or more,
The cumulative reduction rate CR1 is set to 30 to 87%,
In the reverse rolling process,
The average diameter D2 of the plurality of work rolls used in the plurality of passes is 100 mm or less,
The cumulative reduction rate CR2 is set to 24 to 86%,
In the decarburization annealing step,
The average temperature increase rate HR in the temperature range of 550°C to 750°C of the cold rolled steel sheet is 100°C/second or more,
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
請求項1に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブは、
Cr:0.01~0.50%、
Sn:0.01~0.30%、
Sb:0.01~0.30%、
Ni:0.01~0.50%、
Mo:0.01~0.20%、
P:0.01~0.15%、
Cu:0.01~0.50%、
Se:0.01~0.03%、
V:0.01~0.15%、及び、
Bi:0.0001~0.0100%、
からなる群から選択される1元素以上を含有する、
方向性電磁鋼板の製造方法。
A method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to claim 1, comprising:
The slab is
Cr: 0.01-0.50%,
Sn: 0.01-0.30%,
Sb: 0.01 to 0.30%,
Ni: 0.01-0.50%,
Mo: 0.01-0.20%,
P: 0.01-0.15%,
Cu: 0.01 to 0.50%,
Se: 0.01-0.03%,
V: 0.01 to 0.15%, and
Bi: 0.0001-0.0100%,
Containing one or more elements selected from the group consisting of
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
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WO2024147359A1 (en) * 2023-01-06 2024-07-11 日本製鉄株式会社 Grain-oriented electrical steel sheet

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