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JP2023125497A - Method for manufacturing grain oriented electrical steel sheet - Google Patents

Method for manufacturing grain oriented electrical steel sheet Download PDF

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JP2023125497A
JP2023125497A JP2022029618A JP2022029618A JP2023125497A JP 2023125497 A JP2023125497 A JP 2023125497A JP 2022029618 A JP2022029618 A JP 2022029618A JP 2022029618 A JP2022029618 A JP 2022029618A JP 2023125497 A JP2023125497 A JP 2023125497A
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steel plate
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annealing
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春彦 渥美
Haruhiko Atsumi
隆史 片岡
Takashi Kataoka
宣郷 森重
Norisato Morishige
雄樹 国田
Yuki Kunida
遼太 生川
Ryota Ubukawa
天志 米村
Takashi Yonemura
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Nippon Steel Corp
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Nippon Steel Corp
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Abstract

To provide a method for manufacturing a grain oriented electrical steel sheet having a high magnetic flux density, capable of suppressing the formation of defective structure and ear cracking in an end portion in a sheet width direction.SOLUTION: A method for manufacturing a grain oriented electrical steel sheet includes: a hot-rolling step (S1) of setting an accumulative rolling reduction rate in a rough rolling step to less than 75%, setting a rolling reduction rate in the final rolling reduction in the rough rolling step to less than 50%, setting the temperature of a rough bar right after the final rolling reduction to 1,350°C or more, wherein intermediate time t1 from the completion of the final reduction against a back end of the slab in the rough rolling step to the completion of the first reduction against a back end of the rough bar in a finish rolling step is set to 150 seconds or less to satisfy the equation (1):-0.033 t1+44+2000[Bi]≤[Si]/[C]≤-0.033 t1+52+2000[Bi]; and a decarbonization annealing step (S4) of heating a steel sheet at the average temperature-rising rate of 800°C/sec or more until the temperature of the steel sheet reaches 550-800°C.SELECTED DRAWING: Figure 2

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、質量%で、Siを0.5~7%程度含有し、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。方向性電磁鋼板の結晶方位の制御には、二次再結晶と呼ばれるカタストロフィックな粒成長現象が利用される。 A grain-oriented electrical steel sheet is a steel sheet that contains approximately 0.5 to 7% Si by mass and has crystal orientations concentrated in the {110}<001> orientation (Goss orientation). Grain-oriented electrical steel sheets are used as soft magnetic materials for core materials in transformers and other electrical equipment. A catastrophic grain growth phenomenon called secondary recrystallization is used to control the crystal orientation of grain-oriented electrical steel sheets.

方向性電磁鋼板の製造方法は次のとおりである。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。熱延鋼板を必要に応じて酸洗する。熱延鋼板に対して、80%以上の冷延率で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げ焼鈍を実施して、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。 The method for producing grain-oriented electrical steel sheets is as follows. The slab is heated and hot rolled to produce a hot rolled steel plate. The manufactured hot rolled steel sheet is annealed. Pickle the hot-rolled steel plate if necessary. Cold rolling is performed on the hot rolled steel sheet at a cold rolling rate of 80% or more 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.

方向性電磁鋼板には、磁気特性が求められる。具体的には、優れた励磁特性、及び、優れた鉄損が求められる。励磁特性を示す指標として、たとえば、磁場の強さが800A/mにおける磁束密度B8が利用されている。鉄損を示す指標として、50Hzにおいて1.7Tに磁化した場合の鉄損W17/50が利用されている。 Grain-oriented electrical steel sheets are required to have magnetic properties. Specifically, excellent excitation characteristics and excellent iron loss are required. For example, the magnetic flux density B8 at a magnetic field strength of 800 A/m is used as an index indicating the excitation characteristics. As an index indicating iron loss, iron loss W17/50 when magnetized to 1.7 T at 50 Hz is used.

上述の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の向上は、仕上げ焼鈍工程中の二次再結晶の優劣に依存する。優れた二次再結晶を発現させるためには、二次再結晶を発現させる仕上焼鈍工程前までの、析出物(インヒビター)の造り込みが重要である。鋼板中において、微細なインヒビターを均一に分散させることにより、二次再結晶において、ゴス方位以外の磁気特性に劣位な結晶方位の成長を抑制することができる。 As a method of increasing the above-mentioned magnetic flux density, it is known to improve the degree of integration in the Goss direction. The improvement in the degree of integration in the Goss orientation depends on the quality of secondary recrystallization during the final annealing process. In order to develop excellent secondary recrystallization, it is important to build in precipitates (inhibitors) before the final annealing step that causes secondary recrystallization to occur. By uniformly dispersing fine inhibitors in the steel sheet, it is possible to suppress the growth of crystal orientations other than the Goss orientation that are inferior in magnetic properties during secondary recrystallization.

方向性電磁鋼板の製造において、インヒビターとしてMnS、MnSe、AlNを利用する場合、製鋼工程で生成された粗大なMnS、MnSe、AlNを含むスラブを、熱間圧延前に1300℃以上に加熱して、MnS、MnSe及びAlNを完全に固溶させる。そして、加熱されたスラブを熱間圧延して製造された熱延鋼板を焼鈍する工程において、これらのインヒビターの析出を制御し、微細に分散させる。これにより、二次再結晶の成長を制御することができる。 When using MnS, MnSe, and AlN as inhibitors in the production of grain-oriented electrical steel sheets, a slab containing coarse MnS, MnSe, and AlN produced in the steelmaking process is heated to 1300°C or higher before hot rolling. , MnS, MnSe and AlN are completely dissolved in solid solution. Then, in the step of annealing a hot-rolled steel sheet produced by hot-rolling a heated slab, precipitation of these inhibitors is controlled and finely dispersed. Thereby, the growth of secondary recrystallization can be controlled.

二次再結晶の成長を制御する方法が、特開平4-124218号公報(特許文献1)、特開平6-192736号公報(特許文献2)、特開平9-104924号公報(特許文献3)、及び、国際公開第2013/145784号(特許文献4)に提案されている。 Methods for controlling the growth of secondary recrystallization are disclosed in JP-A-4-124218 (Patent Document 1), JP-A-6-192736 (Patent Document 2), and JP-A-9-104924 (Patent Document 3). , and proposed in International Publication No. 2013/145784 (Patent Document 4).

特許文献1では、熱延鋼板の組織の微細化とインヒビターの微細均一析出との両立を目的とする。特許文献1では、熱間圧延工程の粗圧延の最終パスを、鋼板の最表層から板厚の1/5の深さまでの温度が1200~1250℃の範囲でかつ、圧下率:50%以上の条件下で実施することを特徴とする。しかしながら、特許文献1の場合、粗圧延の最終パスの圧下率を50%以上としているため、粗圧延完了から仕上げ圧延開始までの間で、粗圧延で導入された歪に誘起され、粗大なMnS、MnSeが析出する可能性がある。この場合、仕上げ焼鈍工程での二次再結晶が不安定になりやすく、その結果、方向性電磁鋼板の板幅方向における両端部に、ゴス方位結晶粒が十分成長していない二次再結晶の不良領域が発生しやすくなる。二次再結晶の不良領域での結晶粒は、正常領域での結晶粒と比較して非常に微細であり、ゴス方位粒とは異なる結晶粒で構成されている。以下、このような方向性電磁鋼板の板幅方向の端部に発生する二次再結晶の不良領域を、「不良組織」と称する。 Patent Document 1 aims to achieve both refinement of the structure of a hot rolled steel sheet and fine and uniform precipitation of an inhibitor. In Patent Document 1, the final pass of rough rolling in the hot rolling process is performed at a temperature ranging from 1200 to 1250°C from the outermost layer of the steel plate to a depth of 1/5 of the plate thickness, and at a rolling reduction rate of 50% or more. It is characterized by being carried out under certain conditions. However, in the case of Patent Document 1, since the rolling reduction ratio in the final pass of rough rolling is set to 50% or more, coarse MnS , MnSe may precipitate. In this case, secondary recrystallization in the final annealing process tends to become unstable, and as a result, secondary recrystallization occurs where Goss-oriented crystal grains have not grown sufficiently at both ends of the grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction. Defective areas are more likely to occur. The crystal grains in the defective region of secondary recrystallization are much finer than the crystal grains in the normal region, and are composed of crystal grains different from Goss-oriented grains. Hereinafter, the defective region of secondary recrystallization that occurs at the end of the grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction will be referred to as a "defective structure."

特許文献2も特許文献1と同様に、熱延鋼板の組織の微細化とインヒビターの微細均一析出との両立を目的とする。特許文献2では、熱間圧延工程の粗圧延の最終パスの終了温度を1200℃以上、粗圧延終了から仕上げ圧延出側までを150秒以下とし、かつ、仕上げ圧延出側温度を1000℃以下とし、かつ、鋼板の最終冷延前に焼鈍し表層の炭素量を低減させることを特徴とする。しかしながら、特許文献2においても、熱延鋼板の組織微細化を目的として、粗圧延の最終パスの出側温度を1300℃未満としている。そのため、粗圧延完了から仕上げ圧延開始までの間で、粗圧延工程で導入された歪に誘起され、粗大なMnS、MnSeが析出する可能性がある。その結果、方向性電磁鋼板において、不良組織が生成しやすい。 Similar to Patent Document 1, Patent Document 2 also aims to achieve both refinement of the structure of a hot rolled steel sheet and fine and uniform precipitation of an inhibitor. In Patent Document 2, the end temperature of the final pass of rough rolling in the hot rolling process is set at 1200°C or higher, the time from the end of rough rolling to the exit side of finish rolling is set at 150 seconds or less, and the temperature at the exit side of finish rolling is set at 1000°C or lower. , and is characterized in that the steel sheet is annealed before the final cold rolling to reduce the amount of carbon in the surface layer. However, in Patent Document 2 as well, the exit temperature of the final pass of rough rolling is set to be less than 1300° C. for the purpose of microstructural refinement of the hot rolled steel sheet. Therefore, between the completion of rough rolling and the start of finish rolling, coarse MnS and MnSe may precipitate due to the strain introduced in the rough rolling process. As a result, a defective structure is likely to be generated in the grain-oriented electrical steel sheet.

特許文献3も特許文献1及び特許文献2と同様に、熱延鋼板の組織の微細化とインヒビターの微細均一析出との両立を目的とする。特許文献3では、粗圧延の累積圧下率を75%以上とし、粗圧延をスラブ加熱温度に応じた時間で完了させることを特徴とする。しかしながら、特許文献3では、熱延鋼板において組織微細化を目的として、粗圧延の累積圧下率を75%以上としている。そのため、粗圧延完了から仕上げ圧延開始までの間で、粗圧延工程で導入された歪に誘起され、粗大なMnS、MnSeが析出する可能性がある。粗大なMnS及びMnSeが生成した場合、仕上げ圧延工程での二次再結晶が不安定になる。そのため、方向性電磁鋼板において、不良組織が生成しやすい。 Similar to Patent Documents 1 and 2, Patent Document 3 also aims to achieve both refinement of the structure of a hot rolled steel sheet and fine and uniform precipitation of an inhibitor. Patent Document 3 is characterized in that the cumulative reduction ratio of the rough rolling is 75% or more, and the rough rolling is completed in a time corresponding to the slab heating temperature. However, in Patent Document 3, the cumulative reduction ratio of rough rolling is set to 75% or more for the purpose of microstructural refinement in a hot rolled steel sheet. Therefore, between the completion of rough rolling and the start of finish rolling, coarse MnS and MnSe may precipitate due to the strain introduced in the rough rolling process. When coarse MnS and MnSe are generated, secondary recrystallization in the finish rolling process becomes unstable. Therefore, defective structures are likely to be generated in grain-oriented electrical steel sheets.

特許文献4も特許文献1~特許文献3と同様に、熱延鋼板の組織の微細化とインヒビターの微細均一析出との両立を目的とする。特許文献4では、Si、C、Ni量に応じたα単相相出温度で30%以上の粗圧延の1パス目を行い、仕上圧延工程において、少なくとも1パスをγ相が最大化される温度で圧延することを特徴とする。しかしながら、特許文献4では、熱延鋼板の組織微細化を目的として、粗圧延工程にて高い圧下率で圧延を行うため、粗圧延完了から仕上げ圧延開始までの間で、粗圧延工程で導入された歪に誘起され、粗大なMnS、MnSeが析出する可能性がある。粗大なMnS及びMnSeが生成した場合、仕上げ圧延工程での二次再結晶が不安定になる。そのため、方向性電磁鋼板において、不良組織が生成しやすい。 Similar to Patent Documents 1 to 3, Patent Document 4 also aims to achieve both refinement of the structure of a hot rolled steel sheet and fine and uniform precipitation of an inhibitor. In Patent Document 4, the first pass of rough rolling of 30% or more is performed at an α single phase phase out temperature corresponding to the amounts of Si, C, and Ni, and the γ phase is maximized for at least one pass in the finish rolling process. It is characterized by rolling at high temperature. However, in Patent Document 4, in order to perform rolling at a high rolling reduction rate in the rough rolling process for the purpose of microstructural refinement of the hot rolled steel sheet, the rolling process is introduced in the rough rolling process between the completion of rough rolling and the start of finish rolling. There is a possibility that coarse MnS and MnSe will precipitate due to the strain induced. When coarse MnS and MnSe are generated, secondary recrystallization in the finish rolling process becomes unstable. Therefore, defective structures are likely to be generated in grain-oriented electrical steel sheets.

特開平4-124218号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 4-124218 特開平6-192736号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 6-192736 特開平9-104924号公報Japanese Patent Application Publication No. 9-104924 国際公開第2013/145784号International Publication No. 2013/145784

方向性電磁鋼板の板幅方向の端部に不良組織が発生した場合、不良組織が存在する端部は十分な磁気特性が得られない。そのため、方向性電磁鋼板のうち、不良組織を有する端部を切断する必要があり、製品歩留まりが低下する。そのため、方向性電磁鋼板としての十分な磁気特性(磁束密度及び鉄損)を維持しつつ、不良組織の生成が抑制される方が好ましい。 When a defective structure occurs at the ends of a grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction, sufficient magnetic properties cannot be obtained at the ends where the defective structure exists. Therefore, it is necessary to cut the end portion of the grain-oriented electrical steel sheet that has a defective structure, resulting in a decrease in product yield. Therefore, it is preferable to suppress the generation of defective structures while maintaining sufficient magnetic properties (magnetic flux density and iron loss) as a grain-oriented electrical steel sheet.

さらに、熱間圧延工程では、製造される熱延鋼板の板幅方向の端部に、板幅方向に割れが発生する場合がある。以下、熱延鋼板の板幅方向の端部において板幅方向に延びる割れを「耳割れ」という。耳割れが発生した場合、耳割れの発生した端部を切断する必要があり、製品歩留まりが低下する。そのため、方向性電磁鋼板としての十分な磁気特性(磁束密度及び鉄損)を維持しつつ、板幅方向の端部での不良組織及び耳割れの抑制ができる方向性電磁鋼板の製造方法が求められている。 Furthermore, in the hot rolling process, cracks may occur in the width direction of the manufactured hot rolled steel sheet at the ends thereof in the sheet width direction. Hereinafter, cracks that extend in the width direction of a hot rolled steel sheet at the ends in the width direction of the sheet will be referred to as "edge cracks." When edge cracking occurs, it is necessary to cut the edge where the edge cracking occurs, which reduces product yield. Therefore, there is a need for a method for producing grain-oriented electrical steel sheets that can suppress defective structures and edge cracks at the edges in the width direction while maintaining sufficient magnetic properties (magnetic flux density and iron loss) for grain-oriented electrical steel sheets. It is being

本開示の目的は、十分な磁気特性が得られ、かつ、板幅方向の端部において不良組織及び耳割れを抑制できる、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 sufficient magnetic properties and suppress defective structures and edge cracks at the ends in the sheet width direction.

本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、
化学組成が、質量%で、
C:0.060~0.100%、
Si:3.00~4.00%、
Mn:0.01~0.30%、
S及び/又はSe:合計で0.010~0.050%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.002~0.015%、
Bi:0~0.0100%、
Sn:0~0.50%、
Cr:0~0.50%、
Cu:0~0.50%、及び、
残部がFe及び不純物からなるスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記鋼板に対して1又は複数回の冷間圧延を実施する冷間圧延工程と、
1又は複数回の前記冷間圧延のうち、最終の前記冷間圧延前の前記鋼板に対して焼鈍処理を実施する最終冷間圧延前焼鈍工程と、
前記冷間圧延工程後の前記鋼板を800~950℃の脱炭焼鈍温度まで加熱し、前記脱炭焼鈍温度で前記鋼板を保持する脱炭焼鈍を実施する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍工程後の前記鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する焼鈍分離剤塗布工程と、
前記焼鈍分離剤が塗布された前記鋼板に対して仕上げ焼鈍を実施する仕上げ焼鈍工程とを備え、
前記熱間圧延工程は、
前記スラブに対して、粗圧延を実施して、粗バーを製造する粗圧延工程と、
前記粗バーに対して仕上げ圧延を実施して、前記鋼板を製造する仕上げ圧延工程とを含み、
前記粗圧延工程では、
前記スラブに対して複数回の圧下を実施し、
前記粗圧延工程での累積圧下率を75%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下での圧下率を50%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下直後の前記粗バーの温度を1350℃以上とし、
前記粗圧延工程での前記スラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、前記仕上げ圧延工程での前記粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間を中間時間t1と定義したとき、前記中間時間t1を150秒以下とし、かつ、式(1)を満たすようにし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記鋼板の温度が550℃から800℃になるまでの間、800℃/秒以上の平均昇温速度で前記鋼板を加熱する。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]には前記スラブの前記化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]には前記スラブの前記化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]には前記スラブの前記化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には前記中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
The method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure includes:
The chemical composition is in mass%,
C: 0.060-0.100%,
Si: 3.00-4.00%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S and/or Se: 0.010 to 0.050% in total,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.002-0.015%,
Bi: 0 to 0.0100%,
Sn: 0 to 0.50%,
Cr: 0 to 0.50%,
Cu: 0 to 0.50%, and
A hot rolling process of manufacturing a steel plate by hot rolling a slab with the remainder consisting of Fe and impurities;
a cold rolling step of performing cold rolling one or more times on the steel plate after the hot rolling step;
A final pre-cold rolling annealing step in which the steel plate before the final cold rolling is annealed among the one or more cold rollings;
A decarburization annealing step in which the steel plate after the cold rolling step is heated to a decarburization annealing temperature of 800 to 950° C., and a decarburization annealing is performed in which the steel plate is held at the decarburization annealing temperature;
an annealing separator application step of applying an annealing separator to the surface of the steel plate after the decarburization annealing step;
and a finish annealing step of performing finish annealing on the steel plate coated with the annealing separator,
The hot rolling process includes:
a rough rolling step of performing rough rolling on the slab to produce a rough bar;
a finish rolling step of performing finish rolling on the rough bar to produce the steel plate,
In the rough rolling process,
Performing rolling reduction on the slab multiple times,
The cumulative reduction rate in the rough rolling step is less than 75%,
The rolling reduction ratio in the final rolling of the rough rolling step is less than 50%,
The temperature of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling step is 1350 ° C. or higher,
When the time from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process is defined as intermediate time t1. , the intermediate time t1 is set to 150 seconds or less, and formula (1) is satisfied;
In the decarburization annealing step,
The steel plate is heated at an average temperature increase rate of 800°C/sec or more until the temperature of the steel plate increases from 550°C to 800°C.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. % by mass), the C content (% by mass) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].

本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、十分な磁気特性が得られ、かつ、板幅方向の端部において不良組織及び耳割れを抑制できる。 The method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure can obtain sufficient magnetic properties and suppress defective structures and edge cracks at the ends in the width direction of the sheet.

図1は、本実施形態の化学組成を有するスラブの温度(℃)と、オーステナイトの体積率(%)との関係を示す図である。FIG. 1 is a diagram showing the relationship between the temperature (°C) of a slab having the chemical composition of this embodiment and the volume fraction of austenite (%). 図2は、熱間圧延工程での耳割れの発生を説明するための模式図である。FIG. 2 is a schematic diagram for explaining the occurrence of edge cracks during the hot rolling process. 図3は、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法の製造工程を示すフロー図である。FIG. 3 is a flow diagram showing the manufacturing process of the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment. 図4は、図3中の熱間圧延工程を実施する熱間圧延設備ラインを示す模式図である。FIG. 4 is a schematic diagram showing a hot rolling equipment line that implements the hot rolling process in FIG. 3. 図5は、図4と異なる、熱間圧延設備ラインを示す模式図である。FIG. 5 is a schematic diagram showing a hot rolling equipment line different from FIG. 4. 図6は、図3中の熱間圧延工程の詳細を示すフロー図である。FIG. 6 is a flowchart showing details of the hot rolling process in FIG. 3. 図7は、図3中の冷間圧延工程を実施する冷間圧延設備ラインを示す模式図である。FIG. 7 is a schematic diagram showing a cold rolling equipment line that implements the cold rolling process in FIG. 3. 図8は、図3中の脱炭焼鈍工程でのヒートパターンを示す模式図である。FIG. 8 is a schematic diagram showing a heat pattern in the decarburization annealing step in FIG. 3. 図9は、実施例中の不良組織深さ測定試験で用いたサンプルの形状を示す模式図である。FIG. 9 is a schematic diagram showing the shape of the sample used in the defective tissue depth measurement test in the example.

本発明者らは、MnS及びMnSe(以下、MnS及びMnSeをMnインヒビターともいう)が粗大化する原因について、調査及び検討を行った。具体的には、化学組成が、質量%で、C:0.060~0.100%、Si:3.00~4.00%、Mn:0.01~0.30%、S及び/又はSe:合計で0.010~0.050%、sol.Al:0.01~0.05%、N:0.002~0.015%、Bi:0~0.0100%、Sn:0~0.50%、Cr:0~0.50%、Cu:0~0.50%、及び、残部がFe及び不純物からなるスラブから方向性電磁鋼板を製造した場合の、熱延鋼板中での長軸長さが1μm以上となる粗大Mnインヒビターの発生原因について、調査を行った。その結果、Mnインヒビターの析出及び成長は、熱間圧延工程において、粗圧延工程での累積圧下率TR(条件A)、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1(条件B)、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1(条件C)、及び、粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間(中間時間)t1(条件D)の4つの条件に特に影響を受けることを知見した。 The present inventors investigated and studied the cause of coarsening of MnS and MnSe (hereinafter, MnS and MnSe are also referred to as Mn inhibitors). Specifically, the chemical composition is, in mass%, C: 0.060 to 0.100%, Si: 3.00 to 4.00%, Mn: 0.01 to 0.30%, S and/or Se: 0.010 to 0.050% in total, sol. Al: 0.01-0.05%, N: 0.002-0.015%, Bi: 0-0.0100%, Sn: 0-0.50%, Cr: 0-0.50%, Cu : 0 to 0.50%, and the balance is Fe and impurities.When grain-oriented electrical steel sheets are manufactured from slabs, the cause of generation of coarse Mn inhibitors with a long axis length of 1 μm or more in hot rolled steel sheets. We conducted a survey regarding. As a result, the precipitation and growth of Mn inhibitors are affected by the cumulative reduction rate TR in the rough rolling process (condition A), the rolling reduction rate R1 in the final reduction in the rough rolling process (condition B), and the rough rolling process in the hot rolling process. The temperature T1 (condition C) of the rough bar immediately after the final rolling in the rolling process, and the temperature T1 (condition C) for the rear end of the rough bar in the finish rolling process after the final rolling of the slab at the rear end in the rough rolling process is completed. It has been found that four conditions are particularly affected: the time (intermediate time) t1 (condition D) until the first rolling is completed.

そこで、上記知見に基づいて、上述の化学組成のスラブに対して、条件A~条件Dを種々の条件に設定して方向性電磁鋼板の製造を試みた。その結果、次の条件を満たすことにより、方向性電磁鋼板の板幅方向の端部の不良組織が顕著に抑制されることを見出した。
(条件A)粗圧延工程での累積圧下率TR:75%未満
(条件B)粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1:50%未満
(条件C)粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1:1350℃以上
(条件D)粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間(中間時間)t1:150秒以下
Therefore, based on the above findings, attempts were made to manufacture grain-oriented electrical steel sheets by setting conditions A to D to various conditions for the slab having the above chemical composition. As a result, it has been found that by satisfying the following conditions, defective structures at the ends of the grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction can be significantly suppressed.
(Condition A) Cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process: less than 75% (Condition B) Reduction rate R1 in the final rolling of the rough rolling process: less than 50% (Condition C) Immediately after the final rolling of the rough rolling process Temperature T1 of rough bar: 1350°C or higher (Condition D) After the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process is completed, until the first rolling of the rear end of the rough bar is completed in the finishing rolling process. Time (intermediate time) t1: 150 seconds or less

しかしながら、上述の条件A~条件Dを満たす熱間圧延工程を実施して方向性電磁鋼板を製造した場合、不良組織を顕著に抑制できるものの、磁束密度が劣化する場合があることが判明した。そこで、磁束密度の劣化の原因を調査すべく、方向性電磁鋼板のミクロ組織を調査した。その結果、方向性電磁鋼板の板幅方向の中央位置に、圧延方向に延びる線状の不良領域(以下、線状不良領域)が発生していた。この線状不良領域の発生原因を調査した結果、次の理由が考えられた。 However, it has been found that when a grain-oriented electrical steel sheet is manufactured by carrying out a hot rolling process that satisfies the above-mentioned conditions A to D, although the defective structure can be significantly suppressed, the magnetic flux density may deteriorate. Therefore, in order to investigate the cause of the deterioration of magnetic flux density, we investigated the microstructure of grain-oriented electrical steel sheets. As a result, a linear defective area (hereinafter referred to as a linear defective area) extending in the rolling direction was generated at the center position of the grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction. As a result of investigating the cause of this linear defect area, the following reasons were considered.

上述の条件A~条件Dを満たす条件で熱間圧延工程を実施した場合、熱延鋼板の板幅中心位置において、圧延方向に延びるαファイバー方位群が発達する場合がある。ここで、αファイバー方位群とは、結晶の<110>軸が圧延方向に沿った結晶粒群を意味する。熱間圧延工程で生成したαファイバー方位群は、圧延安定方位であり、冷間圧延工程後の鋼板にも残存する。このαファイバー方位群が一次再結晶組織を劣化して、仕上げ焼鈍工程での二次再結晶時において、ゴス方位の選択成長性を抑える。その結果、αファイバー方位群が線状不良領域として方向性電磁鋼板内に残存し、ゴス方位への集積度が低下し、磁気特性(磁束密度)を劣化すると考えられる。 When the hot rolling process is carried out under conditions that satisfy the above-mentioned conditions A to D, an α-fiber orientation group extending in the rolling direction may develop at the center position of the width of the hot-rolled steel sheet. Here, the α fiber orientation group means a crystal grain group in which the <110> axis of the crystal is along the rolling direction. The α fiber orientation group generated in the hot rolling process is a stable rolling orientation, and remains in the steel sheet after the cold rolling process. This α fiber orientation group deteriorates the primary recrystallized structure and suppresses the selective growth of the Goss orientation during secondary recrystallization in the final annealing process. As a result, it is thought that the α fiber orientation group remains in the grain-oriented electrical steel sheet as a linear defective region, the degree of integration in the Goss orientation decreases, and the magnetic properties (magnetic flux density) deteriorate.

そこで、本発明者らはさらに、上述の条件A~条件Dを実施しても、αファイバー方位群の生成及び発達を抑制可能な製造方法について検討を行った。その結果、冷間圧延工程後の脱炭焼鈍工程において、550℃から800℃までの間の平均昇温速度RR550-800を従来よりも顕著に速くすれば、熱延鋼板にαファイバー方位群が生成していても、αファイバー方位群からの再結晶を促進させることができ、その結果、線状不良領域の発生を抑制して、かつ、高い磁気特性が得られることを見出した。具体的には、脱炭焼鈍工程において、次の条件Fを満たすことにより、優れた磁束密度が得られることを知見した。
(条件F)脱炭焼鈍工程での平均昇温速度RR550-800:800℃/秒以上
Therefore, the present inventors further investigated a manufacturing method that can suppress the generation and development of the α-fiber orientation group even if the above-mentioned conditions A to D are implemented. As a result, in the decarburization annealing process after the cold rolling process, if the average temperature increase rate RR 550-800 from 550°C to 800°C is made significantly faster than before, it is possible to form α-fiber orientation groups in the hot-rolled steel sheet. It has been found that recrystallization from the α-fiber orientation group can be promoted even when . Specifically, it has been found that excellent magnetic flux density can be obtained by satisfying the following condition F in the decarburization annealing process.
(Condition F) Average temperature increase rate RR in decarburization annealing process 550-800 : 800°C/sec or more

この理由は定かではないが、次の理由が考えられる。脱炭焼鈍工程での550℃から800℃までの間の昇温速度を速くすることにより、一次再結晶において、αファイバー方位群からの再結晶を促進させることができ、ゴス方位の選択成長性を高めるΣ9対応方位({411}<148>)等の再結晶方位粒が増加する。Σ9対応方位粒は、ゴス方位粒の選択成長性を高める。そのため、二次再結晶においてゴス方位の集積度が高まり、線状不良領域を抑制することができる。その結果、優れた磁気特性が得られると考えられる。 Although the reason for this is not certain, the following reasons may be considered. By increasing the temperature increase rate from 550°C to 800°C in the decarburization annealing process, it is possible to promote recrystallization from the α-fiber orientation group in primary recrystallization, improving the selective growth of the Goss orientation. The number of recrystallized grains such as the Σ9-corresponding orientation ({411}<148>) increases. The Σ9-corresponding oriented grains enhance the selective growth of Goss oriented grains. Therefore, the degree of accumulation of Goss orientation increases in secondary recrystallization, and it is possible to suppress linear defective regions. As a result, it is thought that excellent magnetic properties can be obtained.

本発明者らはさらに、熱間圧延工程において鋼板に耳割れが発生する原因について検討を行った。その結果、次の知見を得た。 The present inventors further investigated the cause of edge cracks occurring in steel sheets during the hot rolling process. As a result, we obtained the following knowledge.

図1は、上述の化学組成を有する鋼の温度(℃)と、オーステナイトの体積率(%)との関係を示す図である。上述の化学組成を有するスラブに対して熱間加工工程を実施する場合、初めに、スラブを1300~1400℃に加熱する。このとき、図1を参照して、スラブのミクロ組織はほぼフェライト単相である。しかしながら、熱間圧延工程において、粗圧延及び仕上げ圧延を実施すると、スラブの温度が徐々に低下する。そして、仕上げ圧延開始時のスラブの温度、特に端部の温度は1200℃程度となり得る。スラブの温度が1200℃まで低下すると、スラブのミクロ組織中のオーステナイトは40体積%程度まで増加する場合がある。つまり、仕上げ圧延工程では、二相域(フェライト及びオーステナイト)での圧延となる。 FIG. 1 is a diagram showing the relationship between temperature (° C.) and austenite volume fraction (%) of steel having the above-mentioned chemical composition. When performing a hot working step on a slab having the above-mentioned chemical composition, the slab is first heated to 1300 to 1400°C. At this time, referring to FIG. 1, the microstructure of the slab is almost a single ferrite phase. However, when rough rolling and finish rolling are performed in the hot rolling process, the temperature of the slab gradually decreases. The temperature of the slab at the start of finish rolling, especially the temperature at the end portions, can be about 1200°C. When the temperature of the slab decreases to 1200° C., the austenite in the slab microstructure may increase to as much as 40% by volume. That is, in the finish rolling process, rolling is performed in a two-phase region (ferrite and austenite).

図2は、熱間圧延工程での耳割れの発生を説明するための模式図である。図2を参照して、熱間圧延工程中において、スラブのミクロ組織は、フェライト単相から、二相(フェライト+オーステナイト)に変態する。オーステナイト中のS及びSeの固溶度は、フェライトのS及びSeの固溶度よりも低い。そのため、温度低下に伴う変態によりオーステナイトが生成すると、図2を参照して、オーステナイト2中のS及びSeがオーステナイト粒中からオーステナイト2及びフェライト1の界面に吐き出される。その結果、オーステナイト2及びフェライト1の界面に微細なMnインヒビター3(MnS及びMnSe)が形成される。オーステナイト2及びフェライト1の界面に形成される微細なMnインヒビター3は、オーステナイト2及びフェライト1の界面において、応力集中源となり、ボイド4の発生起点となる。発生したボイド4が成長及び合体することで、耳割れに至ると考えられる。 FIG. 2 is a schematic diagram for explaining the occurrence of edge cracks during the hot rolling process. Referring to FIG. 2, during the hot rolling process, the microstructure of the slab transforms from a single phase of ferrite to two phases (ferrite + austenite). The solid solubility of S and Se in austenite is lower than that of S and Se in ferrite. Therefore, when austenite is generated due to transformation accompanying a temperature drop, S and Se in austenite 2 are expelled from the austenite grains to the interface between austenite 2 and ferrite 1, as shown in FIG. As a result, fine Mn inhibitors 3 (MnS and MnSe) are formed at the interface between austenite 2 and ferrite 1. The fine Mn inhibitors 3 formed at the interface between the austenite 2 and the ferrite 1 become a stress concentration source at the interface between the austenite 2 and the ferrite 1, and become the origin of voids 4. It is thought that the generated voids 4 grow and coalesce, leading to ear cracking.

上記知見に基づいて、本発明者らは、耳割れの発生を抑制するためには、微細なMnインヒビターの析出頻度によって、仕上げ圧延時のフェライト及びオーステナイトの界面面積を制御することが耳割れ抑制に有効であると考えた。具体的には、仕上げ圧延時のフェライト及びオーステナイトの界面面積を制御するために、フェライトを強く安定化する元素(フェライトフォーマー)であるSiの、オーステナイトを強く安定化する元素(オーステナイトフォーマー)であるCに対する比(=[Si]/[C])を、微細なMnインヒビターの析出頻度と相関のある粗圧延条件、特に粗圧延から仕上げ圧延までの中間時間t1に応じて調整することにより、耳割れを抑制できると考えた。 Based on the above findings, the present inventors found that in order to suppress the occurrence of edge cracking, controlling the interface area between ferrite and austenite during finish rolling by controlling the precipitation frequency of fine Mn inhibitors will suppress edge cracking. considered to be effective. Specifically, in order to control the interface area between ferrite and austenite during finish rolling, Si, an element that strongly stabilizes ferrite (ferrite former), is an element that strongly stabilizes austenite (austenite former). By adjusting the ratio to C (=[Si]/[C]) according to the rough rolling conditions that are correlated with the precipitation frequency of fine Mn inhibitors, especially the intermediate time t1 from rough rolling to finish rolling. , we thought that it would be possible to suppress ear cracking.

さらに、スラブにBiが含有される場合、スラブ中のBiも微細なMnインヒビターの析出頻度を増加させる。つまり、Biは耳割れを助長する元素である。そのため、中間時間t1とともに、Bi含有量に応じて[Si]/[C]を調整することにより、さらに耳割れを抑制できると考えた。 Furthermore, when the slab contains Bi, the Bi in the slab also increases the frequency of precipitation of fine Mn inhibitors. In other words, Bi is an element that promotes edge cracking. Therefore, it was thought that edge cracking could be further suppressed by adjusting [Si]/[C] according to the Bi content along with the intermediate time t1.

上記知見に基づいて、本発明者らは、スラブのSi含有量、C含有量及びBi含有量と、中間時間t1とに注目し、耳割れの発生との関係について調査及び検討を実施した。その結果、熱間圧延工程において、次の条件Eを満たせば、条件A~D及びFを満たすことを前提として、優れた磁気特性が得られ、かつ、不良組織の抑制及び耳割れの抑制が可能であることを見出した。
(条件E)熱間圧延工程において、式(1)を満たす。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]にはスラブの化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]にはスラブの前記化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]には前記スラブの化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
Based on the above findings, the present inventors focused on the Si content, C content, and Bi content of the slab, and the intermediate time t1, and investigated and studied the relationship between the occurrence of edge cracking. As a result, in the hot rolling process, if the following condition E is satisfied, excellent magnetic properties can be obtained, and the formation of defective structures and edge cracks can be suppressed, assuming conditions A to D and F are satisfied. I found out that it is possible.
(Condition E) Formula (1) is satisfied in the hot rolling process.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. , the C content (mass %) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].

以上のとおり、本発明者らは、上述の化学組成を有するスラブを用いて、条件A~条件Fを満たす製造工程を実施することにより、優れた磁気特性が得られ、かつ、不良組織の抑制及び耳割れの抑制が可能である方向性電磁鋼板を製造できることを見出した。
(条件A)粗圧延工程での累積圧下率:75%未満
(条件B)粗圧延工程の最終の圧下での圧下率:50%未満
(条件C)粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度:1350℃以上
(条件D)粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの中間時間t1:150秒以下
(条件E)熱間圧延工程において、式(1)を満たす。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
(条件F)脱炭焼鈍工程での平均昇温速度RR550-800:800℃/秒以上
As described above, the present inventors have found that by implementing a manufacturing process that satisfies conditions A to F using a slab having the above-mentioned chemical composition, excellent magnetic properties can be obtained and defective structures can be suppressed. We have also found that it is possible to produce a grain-oriented electrical steel sheet that can suppress edge cracking.
(Condition A) Cumulative rolling reduction in the rough rolling process: Less than 75% (Condition B) Rolling reduction in the final rolling of the rough rolling process: Less than 50% (Condition C) Rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process Temperature: 1350°C or higher (Condition D) Intermediate time t1 from completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process : 150 seconds or less (Condition E) Formula (1) is satisfied in the hot rolling process.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
(Condition F) Average temperature increase rate RR in decarburization annealing process 550-800 : 800°C/sec or more

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の要旨は次のとおりである。 The gist of the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, which was completed based on the above findings, is as follows.

[1]
化学組成が、質量%で、
C:0.060~0.100%、
Si:3.00~4.00%、
Mn:0.01~0.30%、
S及び/又はSe:合計で0.010~0.050%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.002~0.015%、
Bi:0~0.0100%、
Sn:0~0.50%、
Cr:0~0.50%、
Cu:0~0.50%、及び、
残部がFe及び不純物からなるスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記鋼板に対して1又は複数回の冷間圧延を実施する冷間圧延工程と、
1又は複数回の前記冷間圧延のうち、最終の前記冷間圧延前の前記鋼板に対して焼鈍処理を実施する最終冷間圧延前焼鈍工程と、
前記冷間圧延工程後の前記鋼板を800~950℃の脱炭焼鈍温度まで加熱し、前記脱炭焼鈍温度で前記鋼板を保持する脱炭焼鈍を実施する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍工程後の前記鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する焼鈍分離剤塗布工程と、
前記焼鈍分離剤が塗布された前記鋼板に対して仕上げ焼鈍を実施する仕上げ焼鈍工程とを備え、
前記熱間圧延工程は、
前記スラブに対して、粗圧延を実施して、粗バーを製造する粗圧延工程と、
前記粗バーに対して仕上げ圧延を実施して、前記鋼板を製造する仕上げ圧延工程とを含み、
前記粗圧延工程では、
前記スラブに対して複数回の圧下を実施し、
前記粗圧延工程での累積圧下率を75%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下での圧下率を50%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下直後の前記粗バーの温度を1350℃以上とし、
前記粗圧延工程での前記スラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、前記仕上げ圧延工程での前記粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間を中間時間t1と定義したとき、前記中間時間t1を150秒以下とし、かつ、式(1)を満たすようにし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記鋼板の温度が550℃から800℃になるまでの間、800℃/秒以上の平均昇温速度で前記鋼板を加熱する、
方向性電磁鋼板の製造方法。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]には前記スラブの前記化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]には前記スラブの前記化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]には前記スラブの前記化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には前記中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
[1]
The chemical composition is in mass%,
C: 0.060-0.100%,
Si: 3.00-4.00%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S and/or Se: 0.010 to 0.050% in total,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.002-0.015%,
Bi: 0 to 0.0100%,
Sn: 0 to 0.50%,
Cr: 0 to 0.50%,
Cu: 0 to 0.50%, and
A hot rolling process of manufacturing a steel plate by hot rolling a slab with the remainder consisting of Fe and impurities;
a cold rolling step of performing cold rolling one or more times on the steel plate after the hot rolling step;
A final pre-cold rolling annealing step in which the steel plate before the final cold rolling is annealed among the one or more cold rollings;
A decarburization annealing step in which the steel plate after the cold rolling step is heated to a decarburization annealing temperature of 800 to 950° C., and a decarburization annealing is performed in which the steel plate is held at the decarburization annealing temperature;
an annealing separator application step of applying an annealing separator to the surface of the steel plate after the decarburization annealing step;
and a finish annealing step of performing finish annealing on the steel plate coated with the annealing separator,
The hot rolling process includes:
a rough rolling step of performing rough rolling on the slab to produce a rough bar;
a finish rolling step of performing finish rolling on the rough bar to produce the steel plate,
In the rough rolling process,
Performing rolling reduction on the slab multiple times,
The cumulative reduction rate in the rough rolling step is less than 75%,
The rolling reduction ratio in the final rolling of the rough rolling step is less than 50%,
The temperature of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling step is 1350 ° C. or higher,
When the time from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process is defined as intermediate time t1. , the intermediate time t1 is set to 150 seconds or less, and formula (1) is satisfied;
In the decarburization annealing step,
Heating the steel plate at an average temperature increase rate of 800°C/sec or more until the temperature of the steel plate increases from 550°C to 800°C.
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. % by mass), the C content (% by mass) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].

[2]
[1]に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブの前記化学組成は、
Bi:0.0001~0.0100%、
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 chemical composition of the slab is
Bi: 0.0001-0.0100%,
containing,
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.

[3]
[1]又は[2]に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブの前記化学組成は、
Sn:0.01~0.50%、
Cr:0.01~0.50%、及び、
Cu:0.01~0.50%、
からなる群から選択される1種以上を含有する、
方向性電磁鋼板の製造方法。
[3]
The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet according to [1] or [2],
The chemical composition of the slab is
Sn: 0.01-0.50%,
Cr: 0.01 to 0.50%, and
Cu: 0.01 to 0.50%,
Containing one or more 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3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3を参照して、本製造方法は、スラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する熱間圧延工程(S1)と、熱間圧延工程後の鋼板(熱延鋼板)に対して1又は複数回の冷間圧延(S20)を実施する冷間圧延工程(S2)と、1又は複数回の冷間圧延(S20)のうち、最終の冷間圧延(S20)前の鋼板に対して焼鈍処理を実施する最終冷間圧延前焼鈍工程(S3)と、冷間圧延工程(S2)後の鋼板(冷延鋼板)に対して脱炭焼鈍を実施する脱炭焼鈍工程(S4)と、脱炭焼鈍工程(S4)後の鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する焼鈍分離剤塗布工程(S5)と、焼鈍分離剤が塗布された鋼板に対して仕上げ焼鈍を実施する仕上げ焼鈍工程(S6)とを含む。以下、各工程S1~S6について説明する。
[Manufacturing process flow]
FIG. 3 is a flow diagram of a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment. Referring to FIG. 3, this manufacturing method includes a hot rolling process (S1) in which a slab is hot rolled to produce a steel plate, and a steel plate (hot rolled steel plate) after the hot rolling process. A cold rolling process (S2) in which cold rolling is performed one or more times (S20), and a steel plate before the final cold rolling (S20) of one or more cold rolling (S20). A final pre-cold rolling annealing step (S3) in which annealing is performed on the steel sheet, and a decarburization annealing step (S4) in which decarburization annealing is performed on the steel plate (cold rolled steel sheet) after the cold rolling step (S2). , an annealing separator application step (S5) in which an annealing separator is applied to the surface of the steel sheet after the decarburization annealing step (S4), and a finish annealing step in which finish annealing is performed on the steel sheet coated with the annealing separator. (S6). 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:0.060~0.100%
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0.060%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0.100%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0.060~0.100%である。
C含有量の好ましい下限は0.065%であり、さらに好ましくは0.070%である。C含有量の好ましい上限は0.090%であり、さらに好ましくは0.080%である。
[Essential elements in the chemical composition of the slab]
C: 0.060-0.100%
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 0.060%, 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 0.100%, 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 0.060-0.100%.
The lower limit of the C content is preferably 0.065%, more preferably 0.070%. A preferable upper limit of the C content is 0.090%, more preferably 0.080%.

Si:3.00~4.00%
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3.00%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4.00%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3.00~4.00%である。
Si含有量の好ましい下限は3.10%であり、さらに好ましくは3.20%であり、さらに好ましくは、3.30%である。
Si含有量の好ましい上限は3.90%であり、さらに好ましくは3.80%であり、さらに好ましくは3.70%である。
Si: 3.00-4.00%
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 3.00%, 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 4.00%, the cold workability of the steel will decrease even if the contents of other elements are within the ranges of this embodiment.
Therefore, the Si content is 3.00-4.00%.
The lower limit of the Si content is preferably 3.10%, more preferably 3.20%, and still more preferably 3.30%.
A preferable upper limit of the Si content is 3.90%, more preferably 3.80%, and still more preferably 3.70%.

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及び/又はSeと結合して微細なMnS及び/又は微細MnSeを形成する。微細MnS及び微細MnSe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及び微細MnSeの析出量が多ければ、後段の最終冷間圧延前焼鈍工程において、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 and/or Se to form fine MnS and/or fine MnSe in the hot rolling process. Fine MnS and fine MnSe become precipitation nuclei of fine AlN used as an inhibitor. Therefore, if a large amount of fine MnS and fine MnSe are precipitated in the hot rolling process, a sufficient amount of fine AlN can be obtained in the final pre-cold rolling 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及び/又はSe:合計で0.010~0.050%
硫黄(S)及びセレン(Se)は、熱間圧延工程中において、Mnと結合して、上述の微細MnS及び/又は微細MnSeを形成する。上述のとおり、微細MnS及び微細MnSe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及び微細MnSeの析出量が多ければ、十分な量の微細AlNが得られる。S及び/又はSeの合計含有量が0.010%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及び/又はSeの合計含有量が0.050%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、仕上げ焼鈍工程後の鋼板中においてMnS及び/又はMnSeが残存する場合がある。この場合、磁気特性が低下する。
したがって、S及び/又はSeの合計含有量は0.010~0.050%である。
S及び/又はSeの合計含有量の好ましい下限は0.012%であり、さらに好ましくは0.014%である。
S及び/又はSeの合計含有量の好ましい上限は0.040%であり、さらに好ましくは0.030%である。
S and/or Se: 0.010 to 0.050% in total
Sulfur (S) and selenium (Se) combine with Mn during the hot rolling process to form the above-mentioned fine MnS and/or fine MnSe. As described above, fine MnS and fine MnSe serve as precipitation nuclei of fine AlN used as an inhibitor. Therefore, in the hot rolling process, if the amount of fine MnS and fine MnSe precipitated is large, a sufficient amount of fine AlN can be obtained. If the total content of S and/or Se is less than 0.010%, 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 total content of S and/or Se exceeds 0.050%, even if the content of other elements is within the range of this embodiment, MnS and/or MnSe will be present in the steel sheet after the final annealing process. may remain. In this case, the magnetic properties deteriorate.
Therefore, the total content of S and/or Se is 0.010 to 0.050%.
A preferable lower limit of the total content of S and/or Se is 0.012%, more preferably 0.014%.
A preferable upper limit of the total content of S and/or Se is 0.040%, more preferably 0.030%.

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:0.002~0.015%
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0.002%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0.002%である。
一方、鋼材中のN含有量が0.015%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0.002~0.015%である。
N含有量の好ましい下限は0.004%であり、さらに好ましくは0.006%である。N含有量の好ましい上限は0.012%であり、さらに好ましくは0.010%である。
N: 0.002-0.015%
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 0.002%, excessive refining is required in the steel manufacturing process, which increases manufacturing costs. Therefore, the lower limit of N content is 0.002%.
On the other hand, if the N content in the steel material exceeds 0.015%, even if the content of other elements is within the range of this embodiment, many blisters (holes) are likely to be generated in the steel sheet during cold rolling. Become.
Therefore, the N content is 0.002-0.015%.
The lower limit of the N content is preferably 0.004%, more preferably 0.006%. A preferable upper limit of the N content is 0.012%, more preferably 0.010%.

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、Feの一部に代えて、Bi、Sn、Cr及びCuからなる群から選択される1種以上を含有してもよい。
[Arbitrary elements in the chemical composition of the slab]
The chemical composition of the slab described above may contain one or more selected from the group consisting of Bi, Sn, Cr, and Cu in place of a part of Fe.

Bi:0~0.0100%
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%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0~0.0100%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: 0~0.0100%
Bismuth (Bi) is an optional element and may not be included. That is, the Bi content may be 0%.
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 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%.

Sn:0~0.50%
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%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緻密性を高める。その結果、仕上げ焼鈍工程時に、この酸化層を用いて生成する一次被膜の性質も向上する。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はさらに、粒界偏析元素であり、二次再結晶を安定化する。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0.50%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0~0.50%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0.30%であり、さらに好ましくは0.20%である。
Sn: 0-0.50%
Tin (Sn) is an optional element and may not be included. That is, the Sn content may be 0%.
When contained, Sn increases the density of the oxide layer produced during the decarburization annealing process. As a result, the properties of the primary coating produced using this oxide layer during the final annealing process are also 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. Furthermore, Sn is a grain boundary segregation element and stabilizes secondary recrystallization. If even a small amount of Sn is contained, the above effects can be obtained to some extent.
However, if the Sn content exceeds 0.50%, 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 to 0.50%.
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 0.30%, more preferably 0.20%.

Cr:0~0.50%
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%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し、仕上げ焼鈍工程時に、この酸化層を用いて生成する一次被膜の性質も向上する。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0~0.50%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0.20%であり、さらに好ましくは0.15%である。
Cr: 0-0.50%
Chromium (Cr) is an optional element and may not be included. That is, the Cr content may be 0%.
When contained, Cr improves the properties of the oxide layer produced during the decarburization annealing process, and also improves the properties of the primary coating produced using this oxide layer during the final annealing process. 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 between 0 and 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 0.20%, more preferably 0.15%.

Cu:0~0.50%
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%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、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析出物が仕上げ焼鈍後にも残存する場合が生じる。鋼中にCuS析出物が残存していれば、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0~0.50%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: 0-0.50%
Copper (Cu) is an optional element and may not be included. That is, the Cu content may be 0%.
When contained, Cu promotes the precipitation of fine MnS that becomes AlN generation nuclei 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 0-0.50%.
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%.

[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工程]
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。本実施形態において、熱間圧延工程は重要な工程である。以下、詳細を説明する。
[Hot rolling process 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). In this embodiment, the hot rolling process is an important process. Details will be explained below.

図4は、熱間圧延工程を実施する熱間圧延機列を含む熱間圧延設備ラインを示す模式図である。図4を参照して、熱間圧延設備ライン1は、上流から下流に向かって順に、粗圧延機RMと、仕上げ圧延機FMとを備える。粗圧延機RM及び仕上げ圧延機FMは、パスラインPL上に配置されている。ここで、パスラインPLとは、スラブ(及び熱間圧延中の鋼板)が通過する仮想のラインを意味する。 FIG. 4 is a schematic diagram showing a hot rolling equipment line including a row of hot rolling mills that performs a hot rolling process. Referring to FIG. 4, the hot rolling equipment line 1 includes a rough rolling mill RM and a finishing rolling mill FM in order from upstream to downstream. The rough rolling mill RM and the finishing rolling mill FM are arranged on the pass line PL. Here, the pass line PL means a virtual line through which the slab (and the steel plate during hot rolling) passes.

粗圧延機RMは、パスラインPL上に配置された1台、又は、パスラインPL上に一列に並んだ複数台の粗圧延スタンドRMSを備える。図4では、粗圧延機RMは、1台の粗圧延スタンドRMSを備えている。しかしながら、図5に示すように、粗圧延機RMは、複数台の粗圧延スタンドRMS~RMS(mは2以上の自然数)を備えていてもよい。各粗圧延スタンドRMSは、上下に配置された複数のワークロールを含む。粗圧延機RM中の粗圧延スタンドRMSが1台の場合、粗圧延スタンドRMSはリバース式の圧延機である。粗圧延機RM中の粗圧延スタンドRMSが複数台配置されている場合、粗圧延スタンドRMSは、リバース式であってもよいし、タンデム式であってもよい。 The rough rolling mill RM includes one rough rolling stand RMS arranged on the pass line PL or a plurality of rough rolling stands RMS arranged in a line on the pass line PL. In FIG. 4, the rough rolling mill RM includes one rough rolling stand RMS. However, as shown in FIG. 5, the rough rolling mill RM may include a plurality of rough rolling stands RMS 1 to RMS m (m is a natural number of 2 or more). Each rough rolling stand RMS includes a plurality of work rolls arranged one above the other. When there is one rough rolling stand RMS in the rough rolling mill RM, the rough rolling stand RMS is a reverse type rolling mill. When a plurality of rough rolling stands RMS in the rough rolling mill RM are arranged, the rough rolling stands RMS may be of a reverse type or a tandem type.

仕上げ圧延機FMは、パスラインPL上に一列に配列された複数の仕上げ圧延スタンドFMS~FMS(nは2以上の自然数)を備える。複数の仕上げ圧延スタンドFMS~FMSのうち、仕上げ圧延スタンドFMSが熱間圧延設備ライン1の最上流に配置され、仕上げ圧延スタンドFMSが熱間圧延設備ライン1の最下流に配置される。各仕上げ圧延スタンドFMSは、上下に配置された複数のワークロールを含む。複数の仕上げ圧延スタンドFMS~FMSを含む仕上げ圧延機FMは、タンデム式である。 The finish rolling mill FM includes a plurality of finish rolling stands FMS 1 to FMS n (n is a natural number of 2 or more) arranged in a line on the pass line PL. Among the plurality of finishing rolling stands FMS 1 to FMS n , the finishing rolling stand FMS 1 is arranged at the most upstream of the hot rolling equipment line 1, and the finishing rolling stand FMS n is arranged at the most downstream of the hot rolling equipment line 1. Ru. Each finishing rolling stand FMS includes a plurality of work rolls arranged one above the other. Finish rolling mill FM including a plurality of finish rolling stands FMS 1 to FMS n is of a tandem type.

図6は、図3に示す熱間圧延工程(S1)の詳細を示すフロー図である。図6を参照して、熱間圧延工程(S1)は、加熱工程(S11)と、粗圧延機RMを用いた粗圧延工程(S12)と、仕上げ圧延機FMを用いた仕上げ圧延工程(S13)とを含む。以下、各工程について説明する。 FIG. 6 is a flowchart showing details of the hot rolling step (S1) shown in FIG. 3. Referring to FIG. 6, the hot rolling process (S1) includes a heating process (S11), a rough rolling process (S12) using a rough rolling mill RM, and a finishing rolling process (S13) using a finishing rolling machine FM. ). Each step will be explained below.

[加熱工程(S11)]
加熱工程(S11)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1300~1400℃である。加熱温度の好ましい下限は1320℃である。
[Heating step (S11)]
In the heating step (S11), 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 1300-1400°C. A preferable lower limit of the heating temperature is 1320°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、粗圧延機RM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げ圧延開始前の鋼板を意味する。粗圧延工程では、粗圧延機RMを用いて、スラブに対して複数回の圧下を付与し、粗バーを製造する。ここで、スラブが1台の粗圧延スタンドRMSを通過するときにスラブに対して圧下を付与したとき、1回の圧下が付与されたことを意味する。リバース式圧延の場合、スラブが粗圧延スタンドRMSを上流から下流に通過するときに、スラブに対して1回の圧下を付与する。また、スラブが同じ粗圧延スタンドRMSを下流から上流に通過するときにも、スラブに対して1回の圧下を付与する。なお、スラブが粗圧延スタンドRMSを通過するときに、スラブに対して圧下を付与しない場合もある。
[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 rough rolling mill RM. The rough bar means a steel plate after completion of rough rolling and before start of finish rolling. In the rough rolling process, a rough rolling mill RM is used to apply rolling to the slab multiple times to produce a rough bar. Here, when a rolling reduction is applied to the slab when it passes through one rough rolling stand RMS, it means that one rolling reduction is applied. In the case of reverse rolling, one rolling reduction is applied to the slab as it passes through the rough rolling stand RMS from upstream to downstream. Also, when the slab passes through the same rough rolling stand RMS from downstream to upstream, one rolling reduction is applied to the slab. Note that when the slab passes through the rough rolling stand RMS, there are cases where no reduction is applied to the slab.

上述のとおり、粗圧延工程では、スラブに対して複数回の圧下を付与して、粗バーを製造する。このとき、粗圧延工程での累積圧下率TR、最終の圧下での圧下率R1、及び、最終の圧下直後の粗バーの温度T1を、次のとおりとする。
(条件A)粗圧延工程での累積圧下率TR:75%未満
(条件B)粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1:50%未満
(条件C)粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1:1350℃以上
As described above, in the rough rolling step, the slab is subjected to multiple rolling reductions to produce a rough bar. At this time, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling step, the rolling reduction R1 in the final rolling, and the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling are as follows.
(Condition A) Cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process: less than 75% (Condition B) Reduction rate R1 in the final rolling of the rough rolling process: less than 50% (Condition C) Immediately after the final rolling of the rough rolling process Rough bar temperature T1: 1350℃ or more

[(条件A)粗圧延工程での累積圧下率TRについて]
本実施形態において、粗圧延工程での累積圧下率TRは75%未満である。粗圧延工程での累積圧下率TRが75%以上であれば、粗バーに過剰な歪が蓄積される。過剰な歪はMnS及び/又はMnSeの析出を誘起する。累積圧下率TRが75%以上であれば、粗バーに歪が過剰に導入されている。そのため、粗圧延工程完了後であって、粗バーの後端が仕上げ圧延工程での最初の圧下を受けるまでの間、つまり、スラブの後端が最終の圧下を行っている粗圧延スタンドRMSを通過してから、粗バーの後端が最初の仕上げ圧延スタンドFMSを通過するまでの間に、MnS及び/又はMnSeが析出して、成長及び粗大化する。
[(Condition A) Regarding the cumulative reduction rate TR in the rough rolling process]
In this embodiment, the cumulative rolling reduction ratio TR in the rough rolling process is less than 75%. If the cumulative reduction ratio TR in the rough rolling process is 75% or more, excessive strain will be accumulated in the rough bar. Excessive strain induces precipitation of MnS and/or MnSe. If the cumulative rolling reduction ratio TR is 75% or more, excessive strain has been introduced into the rough bar. Therefore, after the completion of the rough rolling process and until the rear end of the rough bar receives the first rolling in the finish rolling process, in other words, the rough rolling stand RMS where the rear end of the slab is undergoing the final rolling is After passing through and before the rear end of the rough bar passes through the first finishing rolling stand FMS 1 , MnS and/or MnSe precipitates, grows and coarsens.

粗圧延工程での累積圧下率TRが75%未満であれば、粗バーに過剰な歪が蓄積されるのを抑制できる。そのため、条件B、C及び後述の条件Dを満たすことを前提として、粗圧延工程後の粗バーに粗大なMnS及び/又はMnSeが生成するのを抑制することができる。粗圧延工程での累積圧下率TRの好ましい上限は74%であり、さらに好ましくは73%であり、さらに好ましくは72%であり、さらに好ましくは71%である。粗圧延工程での累積圧下率TRの下限は特に限定されないが、たとえば、55%であり、さらに好ましくは60%である。 If the cumulative reduction ratio TR in the rough rolling step is less than 75%, it is possible to suppress excessive strain from being accumulated in the rough bar. Therefore, on the premise that conditions B, C and condition D described below are satisfied, it is possible to suppress the generation of coarse MnS and/or MnSe in the rough bar after the rough rolling process. A preferable upper limit of the cumulative reduction ratio TR in the rough rolling step is 74%, more preferably 73%, still more preferably 72%, and still more preferably 71%. The lower limit of the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process is not particularly limited, but is, for example, 55%, more preferably 60%.

[(条件B)粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1について]
本実施形態において、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は50%未満である。ここで、最終の圧下での圧下率R1は、次のとおり定義される。
最終の圧下での圧下率R1=(1-粗バーの板厚/最終の圧下前のスラブの板厚)×100
[(Condition B) Regarding the rolling reduction ratio R1 in the final rolling of the rough rolling process]
In this embodiment, the rolling reduction ratio R1 in the final rolling of the rough rolling process is less than 50%. Here, the rolling reduction ratio R1 in the final rolling is defined as follows.
Reduction rate R1 at final reduction = (1-thickness of rough bar/thickness of slab before final reduction) x 100

最終の圧下前のスラブの板厚とは、たとえば、粗圧延工程でm回(mは2以上の自然数)の圧下を実施して粗バーを製造する場合、m-1回目の圧下を完了した後のスラブの板厚が、「最終の圧下前のスラブの板厚」に相当する。 The plate thickness of the slab before the final rolling is, for example, when rolling is performed m times (m is a natural number of 2 or more) to produce a rough bar in the rough rolling process, the thickness of the slab before the final rolling is completed. The thickness of the subsequent slab corresponds to the "thickness of the slab before final rolling."

最終の圧下の圧下率R1が50%以上である場合も、粗バーに過剰な歪が蓄積される。上述のとおり、過剰な歪はMnS及び/又はMnSeの析出を誘起する。そのため、最終の圧下での圧下率R1が50%以上であれば、粗圧延工程完了後であって、粗バーの後端が仕上げ圧延工程での最初の圧下を受けるまでの間、つまり、スラブの後端が最終の圧下を行っている粗圧延スタンドRMSを通過してから、粗バーの後端が最初の仕上げ圧延スタンドFMSを通過するまでの間に、MnS及び/又はMnSeが析出して、成長及び粗大化する。 Also when the final rolling reduction R1 is 50% or more, excessive strain is accumulated in the rough bar. As mentioned above, excessive strain induces precipitation of MnS and/or MnSe. Therefore, if the rolling reduction ratio R1 in the final rolling is 50% or more, the period after the completion of the rough rolling process and until the rear end of the rough bar receives the first rolling in the finish rolling process, that is, the slab MnS and/or MnSe precipitates between the time when the rear end of the rough bar passes through the rough rolling stand RMS 1, which is performing the final rolling, and the time when the rear end of the rough bar passes through the first finishing rolling stand FMS 1 . It grows and becomes coarser.

粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1が50%未満であれば、粗バーに過剰な歪が蓄積されるのを抑制できる。そのため、条件A、条件C及び条件Dを満たすことを前提として、粗圧延工程後の粗バーに粗大なMnS及び/又はMnSeが生成するのを抑制することができる。粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1の好ましい上限は49%であり、さらに好ましくは48%であり、さらに好ましくは47%であり、さらに好ましくは46%であり、さらに好ましくは45%である。粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1の下限は特に限定されないが、例えば、20%であり、さらに好ましくは25%である。 If the reduction ratio R1 at the final reduction in the rough rolling step is less than 50%, it is possible to suppress excessive strain from being accumulated in the rough bar. Therefore, on the premise that conditions A, C, and D are satisfied, generation of coarse MnS and/or MnSe in the rough bar after the rough rolling process can be suppressed. The preferable upper limit of the rolling reduction ratio R1 in the final rolling of the rough rolling process is 49%, more preferably 48%, still more preferably 47%, still more preferably 46%, still more preferably 45%. It is. The lower limit of the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process is not particularly limited, but is, for example, 20%, more preferably 25%.

[(条件C)粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1について]
本実施形態において、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃以上である。ここで、「粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度」とは、粗圧延が完了した直後の粗バーの温度を意味し、より具体的には、スラブの後端(粗バーの後端に相当)が最終の圧下を行っている粗圧延スタンドRMSを通過した直後の、粗バーの先端から後端までの長手方向の粗バーの板幅中心位置かつ板厚中心位置での温度の平均値を意味する。以下、粗バーの板幅中心位置かつ板厚中心位置での温度を単に「板厚中心温度」という。粗バーの板厚中心温度は、粗バーの板幅中心位置かつ板厚中心位置に熱電対を挿入して測定してもよい。粗バーの板厚中心温度は、粗圧延工程において最終の圧下を実施する粗圧延スタンドRMSの出側に設置された測温計で測定した鋼板の表面温度から伝熱計算により求めてもよい。測温計はたとえば放射温度計である。
[(Condition C) Regarding the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process]
In this embodiment, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling step is 1350° C. or higher. Here, "the temperature of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process" means the temperature of the rough bar immediately after the rough rolling is completed, and more specifically, it refers to the rear end of the slab (the temperature of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process). The temperature at the center of the width and center of the thickness of the rough bar in the longitudinal direction from the tip to the rear end of the rough bar, immediately after the rough bar (corresponding to the rear end) passes through the rough rolling stand RMS where the final rolling is performed. means the average value of Hereinafter, the temperature at the center position of the plate width and the center position of the plate thickness of the rough bar will be simply referred to as the "plate thickness center temperature." The temperature at the center of the plate thickness of the rough bar may be measured by inserting a thermocouple at the center position of the plate width and the center position of the plate thickness of the rough bar. The plate thickness center temperature of the rough bar may be determined by heat transfer calculation from the surface temperature of the steel plate measured with a thermometer installed on the exit side of the rough rolling stand RMS that performs the final reduction in the rough rolling process. The thermometer is, for example, a radiation thermometer.

粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1が1350℃未満であれば、粗圧延工程完了後であって、粗バーの後端が仕上げ圧延工程での最初の圧下を受けるまでの間に、粗バーの温度が、MnS及びMnSeの生成促進温度域まで低下する。この場合、粗バーの全長にわたって仕上げ圧延工程の最初の圧下が付与される前に、MnS及びMnSeが析出して成長し、粗大化する。 If the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling process is less than 1350°C, the temperature T1 after the rough rolling process is completed and before the rear end of the rough bar receives the first rolling in the finish rolling process. During this time, the temperature of the rough bar is reduced to a temperature range that promotes the formation of MnS and MnSe. In this case, MnS and MnSe precipitate, grow, and coarsen before the first reduction of the finish rolling process is applied over the entire length of the rough bar.

粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1が1350℃以上であれば、粗圧延工程完了後であって、粗バーの後端が仕上げ圧延工程での最初の圧下を受けるまでの間に、粗バーの温度が、MnS及びMnSeの生成促進温度域まで低下するのを抑制できる。そのため、条件A、条件B及び条件Dを満たすことを前提として、粗バーの全長にわたって仕上げ圧延工程の最初の圧下が付与される前に、MnS及びMnSeが析出するのを抑制できる。粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1の好ましい下限は1355℃であり、さらに好ましくは1360℃であり、さらに好ましくは1370℃である。粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1の好ましい上限は、1400℃である。 If the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling process is 1350°C or higher, the temperature T1 after the rough rolling process is completed and before the rear end of the rough bar receives the first rolling in the finish rolling process. During this time, the temperature of the rough bar can be prevented from decreasing to a temperature range that promotes the production of MnS and MnSe. Therefore, on the premise that conditions A, B, and D are satisfied, precipitation of MnS and MnSe can be suppressed before the first reduction in the finish rolling step is applied over the entire length of the rough bar. A preferable lower limit of the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling step is 1355°C, more preferably 1360°C, and still more preferably 1370°C. A preferable upper limit of the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step is 1400°C.

[仕上げ圧延工程(S13)]
仕上げ圧延工程(S13)では、粗圧延工程(S12)により製造された粗バーに対して、仕上げ圧延を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造する。ここで、仕上げ圧延とは、仕上げ圧延機FMを用いて粗バーを熱間圧延することを意味する。仕上げ圧延工程では、パスラインPL上に一列に配列されたタンデム式の複数の仕上げ圧延スタンドFMS~FMSを用いて、粗バーに複数回の圧下を付与して、熱延鋼板を製造する。仕上げ圧延工程では、各仕上げ圧延スタンドFMSの上流から下流に向かって粗バーが各仕上げ圧延スタンドFMSを通過し、粗バーが各仕上げ圧延スタンドFMSを通過するときに、各仕上げ圧延スタンドFMSのワークロールから圧下を受ける。なお、複数の仕上げ圧延スタンドFMSのうち、圧下を付与しない仕上げ圧延スタンドFMSがあってもよい。
[Finish rolling process (S13)]
In the finish rolling step (S13), finish rolling is performed on the rough bar produced in the rough rolling step (S12) to produce a steel plate (hot rolled steel plate). Here, finish rolling means hot rolling a rough bar using a finish rolling mill FM. In the finish rolling process, a plurality of tandem finish rolling stands FMS 1 to FMS n arranged in a row on the pass line PL are used to apply rolling to the rough bar multiple times to produce a hot rolled steel sheet. . In the finishing rolling process, the rough bar passes through each finishing rolling stand FMS from upstream to downstream of each finishing rolling stand FMS, and when the rough bar passes through each finishing rolling stand FMS, the workpiece of each finishing rolling stand FMS Receives pressure from the roll. Note that among the plurality of finish rolling stands FMS, there may be a finish rolling stand FMS that does not apply rolling.

上述のとおり、仕上げ圧延(S13)では、粗バーに対して複数回の圧下を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造する。ここで、粗圧延工程(S12)でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程(S13)での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間t1、つまり、スラブの後端(ボトム)が最終の圧下を行っている粗圧延スタンドRMSを通過してから、粗バーの後端(ボトム)が最初の仕上げ圧延スタンドFMSを通過するまでの時間t1を、「中間時間」t1と定義する。このとき、中間時間t1を、次の条件D及び条件Eを満たすようにする。
(条件D)中間時間t1:150秒以下
(条件E)-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]にはスラブの化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]にはスラブの化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]には前記スラブの化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
As described above, in finish rolling (S13), the rough bar is rolled down multiple times to produce a steel plate (hot rolled steel plate). Here, the time t1 from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process (S12) to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process (S13), that is, , the time t1 from when the rear end (bottom) of the slab passes through the rough rolling stand RMS that performs the final rolling until the rear end (bottom) of the rough bar passes through the first finishing rolling stand FMS 1 . , defined as "intermediate time" t1. At this time, the intermediate time t1 is made to satisfy the following conditions D and E.
(Condition D) Intermediate time t1: 150 seconds or less (Condition E) -0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. The C content (mass %) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].

[(条件D)中間時間t1について]
中間時間t1が150秒を超えれば、粗圧延工程が条件A~条件Cを満たしていても、中間時間t1中に粗バーの温度がMnインヒビターの生成促進温度域まで下がってしまう。そのため、中間時間t1中に粗バー中にMnインヒビター(MnS、MnSe)が析出し、成長及び粗大化してしまう。
[(Condition D) Regarding intermediate time t1]
If the intermediate time t1 exceeds 150 seconds, even if the rough rolling process satisfies conditions A to C, the temperature of the rough bar will fall to a temperature range that promotes the formation of Mn inhibitor during the intermediate time t1. Therefore, Mn inhibitors (MnS, MnSe) precipitate in the coarse bars during the intermediate time t1, and they grow and become coarse.

中間時間t1が150秒以下であれば、粗圧延工程が条件A~条件Cを満たすことを前提として、粗バーの温度がMnインヒビターの生成促進温度域まで低下する前に、粗バーの全長にわたって、仕上げ圧延を開始することができる。この場合、中間時間t1中でのMnインヒビターの生成を抑制することができる。その結果、仕上げ圧延後の鋼板(熱延鋼板)において、長軸長さが1μm以上の粗大なMnインヒビターを抑制することができ、鋼板(熱延鋼板)中に、長軸長さが1μm未満の微細なMnインヒビターを分散させることができる。中間時間t1の好ましい上限は145秒であり、さらに好ましくは140秒であり、さらに好ましくは135秒であり、さらに好ましくは130秒であり、さらに好ましくは125秒である。中間時間t1はなるべく短い方が好ましい。中間時間t1の下限は特に限定されない。中間時間t1の下限は0秒であってもよいし、1秒であってもよいし、3秒であってもよい。 If the intermediate time t1 is 150 seconds or less, on the premise that the rough rolling process satisfies conditions A to C, the entire length of the rough bar is rolled before the temperature of the rough bar decreases to the temperature range that promotes the formation of Mn inhibitor. , finish rolling can be started. In this case, the production of Mn inhibitor during the intermediate time t1 can be suppressed. As a result, coarse Mn inhibitors with a major axis length of 1 μm or more can be suppressed in the steel plate after finish rolling (hot rolled steel plate), and coarse Mn inhibitors with a major axis length of less than 1 μm can be suppressed in the steel plate (hot rolled steel plate). fine Mn inhibitors can be dispersed. A preferable upper limit of the intermediate time t1 is 145 seconds, more preferably 140 seconds, still more preferably 135 seconds, still more preferably 130 seconds, and still more preferably 125 seconds. It is preferable that the intermediate time t1 be as short as possible. The lower limit of the intermediate time t1 is not particularly limited. The lower limit of the intermediate time t1 may be 0 seconds, 1 second, or 3 seconds.

[(条件E)式(1)について]
中間時間t1はさらに、式(1)を満たす。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]にはスラブの化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]にはスラブの化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]にはスラブの化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
[(Condition E) Regarding formula (1)]
The intermediate time t1 further satisfies equation (1).
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. The C content (mass %) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].

上述のとおり、本実施形態の化学組成を有するスラブでは、微細なMnインヒビターがフェライトとオーステナイトとの界面に多数析出した場合、フェライトとオーステナイトの界面で割れが発生しやすく、その結果、耳割れが発生しやすい。したがって、耳割れの発生を抑制するためには、微細なMnインヒビターの析出頻度に合わせて、フェライト及びオーステナイトの相界面を制御することが有効である。具体的には、熱間圧延中にフェライトからオーステナイトへの変態をなるべく抑制することが有効である。スラブの化学組成中の元素のうち、Siは強力なフェライトフォーマーであり、Cは強力なオーステナイトフォーマーである。したがって、[Si]/[C]を高めれば、熱間圧延中におけるフェライト及びオーステナイトの界面面積を抑制しやすくなる。一方で、BiはSi含有量を高めても二次再結晶を安定化して磁気特性を高めることができるものの、熱間圧延中に微細なMnインヒビターの形成を促進するという特徴がある。つまり、Bi含有量は、微細なMnインヒビターの析出頻度と相関がある。さらに、粗圧延から仕上げ圧延までの中間時間t1も、微細なMnインヒビターの析出頻度と相関がある。したがって、Bi含有量及び中間時間t1に応じて、[Si]/[C]を調整すれば、耳割れの発生を十分に抑制できる。具体的には、本実施形態の製造方法では、熱間圧延工程において、式(1)を満たす。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
As mentioned above, in the slab having the chemical composition of this embodiment, if a large number of fine Mn inhibitors precipitate at the interface between ferrite and austenite, cracks are likely to occur at the interface between ferrite and austenite, and as a result, edge cracks occur. Likely to happen. Therefore, in order to suppress the occurrence of edge cracking, it is effective to control the phase interface between ferrite and austenite in accordance with the frequency of precipitation of fine Mn inhibitors. Specifically, it is effective to suppress the transformation from ferrite to austenite as much as possible during hot rolling. Among the elements in the chemical composition of the slab, Si is a strong ferrite former and C is a strong austenite former. Therefore, increasing [Si]/[C] makes it easier to suppress the interface area between ferrite and austenite during hot rolling. On the other hand, although Bi can stabilize secondary recrystallization and improve magnetic properties even if the Si content is increased, it has the characteristic that it promotes the formation of fine Mn inhibitors during hot rolling. In other words, the Bi content is correlated with the frequency of precipitation of fine Mn inhibitors. Furthermore, the intermediate time t1 from rough rolling to finish rolling is also correlated with the frequency of precipitation of fine Mn inhibitors. Therefore, by adjusting [Si]/[C] according to the Bi content and the intermediate time t1, the occurrence of edge cracking can be sufficiently suppressed. Specifically, in the manufacturing method of this embodiment, formula (1) is satisfied in the hot rolling process.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)

F1=-0.033t1+44+2000[Bi]と定義する。[Si]/[C]がF1未満であれば、仕上げ圧延工程において、微細なMnインヒビターが析出したフェライト及びオーステナイトの相界面が増加し、ボイドが発生しやすくなる。その結果、耳割れが発生しやすくなる。 Define F1=-0.033t1+44+2000[Bi]. If [Si]/[C] is less than F1, the phase interface between ferrite and austenite on which fine Mn inhibitors are precipitated increases in the finish rolling process, and voids are likely to occur. As a result, ear cracks are more likely to occur.

F2=-0.033t1+52+2000[Bi]と定義する。[Si]/[C]がF2を超えれば、耳割れの発生は抑制できるものの、二次再結晶が安定化しない。この場合、磁気特性が低下する。 Define F2=-0.033t1+52+2000[Bi]. If [Si]/[C] exceeds F2, although the occurrence of edge cracking can be suppressed, secondary recrystallization is not stabilized. In this case, the magnetic properties deteriorate.

[Si]/[C]がF1以上であり、かつ、F2以下であれば、つまり、[Si]/[C]が式(1)を満たせば、他の条件A~D及びFを満たすことを前提として、優れた磁気特性が得られ、かつ、不良組織の抑制及び耳割れの抑制が可能である。[Si]/[C]の好ましい下限は、-0.033t1+45+2000[Bi]であり、さらに好ましくは、-0.033t1+46+2000[Bi]である。[Si]/[C]の好ましい上限は、-0.033t1+51+2000[Bi]であり、さらに好ましくは、-0.033t1+50+2000[Bi]である。 If [Si]/[C] is greater than or equal to F1 and less than or equal to F2, that is, if [Si]/[C] satisfies formula (1), then other conditions A to D and F are satisfied. Assuming this, it is possible to obtain excellent magnetic properties and to suppress defective structures and edge cracks. A preferable lower limit of [Si]/[C] is -0.033t1+45+2000[Bi], more preferably -0.033t1+46+2000[Bi]. The preferable upper limit of [Si]/[C] is -0.033t1+51+2000[Bi], and more preferably -0.033t1+50+2000[Bi].

なお、F1、[Si]/[C]、及びF2はいずれも、小数第三位までの値とする。つまり、F1、[Si]/[C]、及びF2は、小数第4位を四捨五入して得られた、小数第三位までの値とする。 Note that F1, [Si]/[C], and F2 are all values up to the third decimal place. That is, F1, [Si]/[C], and F2 are values up to the third decimal place obtained by rounding off the fourth decimal place.

以上の熱間圧延工程(S1)により、熱延鋼板を製造する。本実施形態の方向性電磁鋼板の製造方法では、熱間圧延工程にて、条件A~条件Eの全てを満たす熱間圧延を実施することにより、熱延鋼板において、微細なインヒビター(MnS、MnSe)を造り込む。 A hot rolled steel plate is manufactured by the above hot rolling process (S1). In the method for producing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, by performing hot rolling that satisfies all conditions A to E in the hot rolling process, fine inhibitors (MnS, MnSe ).

[冷間圧延工程(S2)]
冷間圧延工程(S2)では、製造された熱延鋼板に対して、1又は複数回の冷間圧延を実施する。図7は、冷間圧延工程を実施する冷間圧延設備ラインを示す模式図である。図7を参照して、冷間圧延設備ライン2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)21と、冷間圧延機CMと、テンションリール(巻取り装置)22とを備える。ペイオフリール21は、巻き取られている鋼板(熱延鋼板又は冷延鋼板)STを巻き戻す。テンションリール22は、冷間圧延された鋼板STを巻き取る。冷間圧延機CMは、巻き戻された鋼板(熱延鋼板又は冷延鋼板)に対して冷間圧延を実施する。図7では、冷間圧延機CMは、上流から下流に向かって一列に配列された複数の冷間圧延スタンドCMS~CMS(jは2以上の自然数)を備える。各冷間圧延スタンドCMSは、水平に延びる一対のワークロールを備える。図7では、冷間圧延機CMが複数の冷間圧延スタンドCMS~CMSを備えた、タンデム式の連続圧延機である。しかしながら、冷間圧延機CMは、1つの冷間圧延スタンドCMSを備えるリバース式の圧延機であってもよい。
[Cold rolling process (S2)]
In the cold rolling step (S2), the manufactured hot rolled steel sheet is cold rolled one or more times. FIG. 7 is a schematic diagram showing a cold rolling equipment line that performs a cold rolling process. Referring to FIG. 7, the cold rolling equipment line 2 includes, from upstream to downstream, a payoff reel (unwinding device) 21, a cold rolling mill CM, and a tension reel (winding device) 22. The payoff reel 21 unwinds the steel plate (hot-rolled steel plate or cold-rolled steel plate) ST that is being wound up. The tension reel 22 winds up the cold rolled steel plate ST. The cold rolling mill CM cold-rolls the rewound steel plate (hot-rolled steel plate or cold-rolled steel plate). In FIG. 7, the cold rolling mill CM includes a plurality of cold 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 cold rolling stand CMS includes a pair of horizontally extending work rolls. In FIG. 7, the cold rolling mill CM is a tandem continuous rolling mill equipped with a plurality of cold rolling stands CMS 1 to CMS j . However, the cold rolling mill CM may be a reverse rolling mill including one cold rolling stand CMS.

本明細書において、「1回の冷間圧延を実施する」とは、リバース式の冷間圧延機CMを用いて1回以上の往復を含む複数回の圧延で所望の最終板厚の冷延鋼板にする、又は、タンデム式の冷間圧延機CMを用いて、一列に配列された複数の冷間圧延スタンドCMS~CMSの先頭の圧延スタンドCMSから末尾の圧延スタンドCMSまで鋼板を通過させて所望の最終板厚の冷延鋼板に圧延することを意味する。なお、冷間圧延を実施した後、中間焼鈍及び/又は酸洗等の別ラインでの通板を実施し、さらに冷間圧延を実施して所望の最終板厚の冷延鋼板に圧延する場合、「2回の冷間圧延を実施する」に該当する。中間焼鈍を途中で挟まずに複数回の圧延を実施する場合、「1回の冷間圧延を実施する」に該当する。 In this specification, "carrying out one cold rolling" means cold rolling to a desired final thickness by rolling multiple times including one or more reciprocations using a reverse cold rolling mill CM. A steel plate is formed into a steel plate, or from a plurality of cold rolling stands CMS 1 to CMS j arranged in a row from the first rolling stand CMS 1 to the last rolling stand CMS j by using a tandem cold rolling mill CM. This refers to rolling a cold-rolled steel sheet to a desired final thickness by passing it through the cold-rolled steel sheet. In addition, after performing cold rolling, in the case where intermediate annealing and/or pickling, etc., are carried out on a separate line, and further cold rolling is performed to obtain a cold rolled steel sheet with the desired final thickness. , corresponds to "carrying out two cold rolling operations". When rolling is performed multiple times without intervening intermediate annealing, it corresponds to "performing cold rolling once."

上述のとおり、本実施形態の冷間圧延工程では、冷間圧延を1回実施してもよいし、冷間圧延を複数回実施してもよい。冷間圧延を1回のみ実施する場合、ペイオフリール21により巻き戻された熱延鋼板を冷間圧延機CMに1回通過させて圧下を付与して、冷延鋼板とする。一方、冷間圧延を複数回実施する場合、ペイオフリール21により巻き戻された鋼板(熱延鋼板又は冷延鋼板)を冷間圧延機CMに1回通過させて圧下を付与し、テンションリール22により巻き取り、その後、巻き取られた鋼板を再度ペイオフリール21により巻き戻して、冷間圧延機CMに1回通過させて圧下を付与し、再度テンションリールにより巻き取る。 As described above, in the cold rolling process of this embodiment, cold rolling may be performed once or cold rolling may be performed multiple times. When cold rolling is performed only once, the hot-rolled steel sheet rewound by the payoff reel 21 is passed once through the cold rolling mill CM to apply a rolling reduction to form a cold-rolled steel sheet. On the other hand, when performing cold rolling multiple times, the steel plate (hot-rolled steel plate or cold-rolled steel plate) rewound by the payoff reel 21 is passed through the cold rolling mill CM once to apply a reduction, and the tension reel 22 After that, the rolled steel plate is rewound again by the payoff reel 21, passed through the cold rolling mill CM once to apply a rolling reduction, and then wound again by the tension reel.

冷間圧延工程において、冷間圧延を複数回実施する場合、冷間圧延を実施した後、中間焼鈍を実施し、その後、次の冷間圧延を実施する。冷間圧延と次の冷間圧延との間に実施する中間焼鈍処理の条件は、公知の条件で足りる。中間焼鈍処理での焼鈍温度はたとえば900~1200℃であり、焼鈍温度での保持時間は30~180秒である。中間焼鈍処理により、前段の冷間圧延にて鋼板に導入された歪みを低減した(鋼板を軟化した)後、次段の冷間圧延を実施する。 In the cold rolling process, when cold rolling is performed multiple times, intermediate annealing is performed after cold rolling, and then the next cold rolling is performed. Known conditions may be used for the intermediate annealing treatment performed between cold rolling and the next cold rolling. The annealing temperature in the intermediate annealing treatment is, for example, 900 to 1200°C, and the holding time at the annealing temperature is 30 to 180 seconds. After the intermediate annealing treatment reduces the strain introduced into the steel plate in the previous cold rolling (softens the steel plate), the next cold rolling is performed.

なお、冷間圧延工程では、上述のとおり、1回の冷間圧延のみを実施してもよい。 In addition, in the cold rolling process, as described above, only one cold rolling may be performed.

1回又は複数回での冷間圧延における、累積圧下率は特に限定されない。冷間圧延工程(S2)での好ましい累積圧下率は、80~95%である。ここで、冷間圧延工程(S2)での累積圧下率(%)は次のとおり定義される。
冷延率(%)=(100-最後の冷間圧延後の鋼板の板厚/最初の冷間圧延開始前の鋼板の板厚)×100
The cumulative reduction rate in cold rolling performed once or in multiple times is not particularly limited. A preferable cumulative reduction rate in the cold rolling step (S2) is 80 to 95%. Here, the cumulative rolling reduction rate (%) in the cold rolling process (S2) is defined as follows.
Cold rolling ratio (%) = (100 - thickness of steel plate after last cold rolling / thickness of steel plate before start of first cold rolling) x 100

なお、冷間圧延工程において、1回の冷間圧延のみを実施する場合、上記冷延率は、1回のみの冷間圧延での冷延率である。冷間圧延工程により製造された鋼板は、コイル状に巻き取られる。 In addition, in a cold rolling process, when implementing only one cold rolling, the said cold rolling rate is the cold rolling rate in only one cold rolling. A steel plate manufactured by a cold rolling process is wound into a coil shape.

[最終冷間圧延前焼鈍工程(S3)]
最終冷間圧延前焼鈍工程(S3)では、冷間圧延工程(S2)における1又は複数回の冷間圧延(S20)のうち、最終の冷間圧延(S20)前の鋼板に対して、焼鈍処理を実施する。最終冷間圧延前焼鈍工程(S3)では、二段階の熱処理(1次熱処理、2次熱処理)を実施する。始めに、1次熱処理を実施する。1次熱処理では、鋼板を1次熱処理温度まで加熱する。1次熱処理温度は1000~1200℃である。鋼板を1次熱処理温度まで加熱した後、2次熱処理を実施する。2次熱処理では、鋼板を1次熱処理温度から2次熱処理温度まで下げて、2次熱処理温度で保持する。2次熱処理温度は850~950℃である。2次熱処理温度での保持時間は30~180秒である。以上の最終冷間前焼鈍処理を実施することにより、鋼板の板幅方向にわたってAlNを微細分散することができる。
[Annealing step before final cold rolling (S3)]
In the annealing step (S3) before final cold rolling, the steel sheet before the final cold rolling (S20) of one or more cold rolling steps (S20) in the cold rolling step (S2) is annealed. Perform processing. In the final pre-cold rolling annealing step (S3), two-stage heat treatment (first heat treatment, second heat treatment) is performed. First, primary heat treatment is performed. In the primary heat treatment, the steel plate is heated to the primary heat treatment temperature. The primary heat treatment temperature is 1000 to 1200°C. After heating the steel plate to the primary heat treatment temperature, the secondary heat treatment is performed. In the secondary heat treatment, the steel plate is lowered from the primary heat treatment temperature to the secondary heat treatment temperature and held at the secondary heat treatment temperature. The secondary heat treatment temperature is 850 to 950°C. The holding time at the secondary heat treatment temperature is 30 to 180 seconds. By performing the above final pre-cold annealing treatment, AlN can be finely dispersed throughout the width direction of the steel sheet.

[脱炭焼鈍工程(S4)]
脱炭焼鈍工程(S4)では、冷間圧延工程(S2)後の鋼板(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 process (S4)]
In the decarburization annealing step (S4), the steel plate (cold rolled steel sheet) after the cold rolling step (S2) is subjected to decarburization annealing to cause primary recrystallization to occur.

図8は、脱炭焼鈍工程(S4)でのヒートパターンを示す模式図である。図8を参照して、脱炭焼鈍工程(S4)は、昇温工程(S41)と、脱炭工程(S42)と、冷却工程(S43)とを含む。昇温工程(S41)では、鋼板を脱炭焼鈍温度Taまで加熱する。脱炭工程(S42)では、鋼板を脱炭焼鈍温度Ta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。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から800℃までの温度域での昇温速度を顕著に速くする。これにより、熱間圧延工程(S1)において鋼板の板幅中心位置に発達したαファイバー方位群の再結晶を促進して、αファイバー方位群の残存を抑制する。その結果、方向性電磁鋼板の板幅中心位置において、αファイバー方位群が残存することにより発生する、圧延方向に延在する線状不良領域の発生を抑制できる。その結果、線状不良領域に起因した、方向性電磁鋼板の磁気特性の低下を抑制することができる。以下、各工程の詳細を説明する。 FIG. 8 is a schematic diagram showing a heat pattern in the decarburization annealing step (S4). Referring to FIG. 8, the decarburization annealing step (S4) includes a temperature raising step (S41), a decarburization step (S42), and a cooling step (S43). In the temperature raising step (S41), the steel plate is heated to a decarburization annealing temperature Ta. In the decarburization step (S42), the steel plate is held at a decarburization annealing temperature Ta to carry out decarburization annealing to cause primary recrystallization to occur. In the cooling step (S43), the steel plate after the decarburization step (S42) is cooled by a well-known method. In this embodiment, in the temperature raising step (S41), the temperature raising rate in the temperature range from 550 to 800°C, which corresponds to the recrystallization temperature range of the steel plate, is significantly increased. This promotes recrystallization of the α-fiber orientation group developed at the center position of the sheet width of the steel sheet in the hot rolling process (S1), and suppresses the remaining α-fiber orientation group. As a result, it is possible to suppress the occurrence of a linear defective region extending in the rolling direction, which is caused by the remaining α-fiber orientation group at the width center position of the grain-oriented electrical steel sheet. As a result, it is possible to suppress deterioration of the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet due to the linear defect area. The details of each step will be explained below.

[昇温工程(S41)]
昇温工程では、始めに、冷間圧延工程(S2)後の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、たとえば、高周波誘導加熱により、冷延鋼板を脱炭焼鈍温度Taまで昇温する。昇温工程は次の条件Fを満たす。
(条件F)平均昇温速度RR550-800:800℃/秒以上
[Temperature raising step (S41)]
In the temperature raising step, first, the steel plate after the cold rolling step (S2) is charged into a heat treatment furnace. In the heat treatment furnace for decarburization annealing in this embodiment, the temperature of the cold rolled steel sheet is raised to the decarburization annealing temperature Ta, for example, by high frequency induction heating. The temperature raising step satisfies the following condition F.
(Condition F) Average heating rate RR 550-800 : 800°C/sec or more

[(条件F)平均昇温速度RR550-800について]
昇温工程において、鋼板の温度が550℃から800℃に至るまでの間の昇温速度の平均を、平均昇温速度RR550-800(℃/秒)と定義する。平均昇温速度RR550-800が800℃/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、鋼板の板幅中心位置において圧延方向に延びているαファイバー方位群からの再結晶が促進されず、αファイバー方位群が残存する。その結果、方向性電磁鋼板内に、圧延方向に延びる線状不良領域が形成される。この場合、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。
[(Condition F) Regarding average heating rate RR 550-800 ]
In the heating process, the average heating rate during which the temperature of the steel plate increases from 550°C to 800°C is defined as average heating rate RR 550-800 (°C/sec). If the average heating rate RR 550-800 is less than 800° C./sec, the strain energy that serves as the driving force for recrystallization will be released before recrystallization starts. In this case, recrystallization from the α-fiber orientation group extending in the rolling direction at the width center position of the steel sheet is not promoted, and the α-fiber orientation group remains. As a result, a linear defective region extending in the rolling direction is formed in the grain-oriented electrical steel sheet. In this case, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.

平均昇温速度RR550-800が800℃/秒以上であれば、再結晶が開始するまで歪エネルギーの解放が抑制される。そのため、αファイバー方位群からの再結晶が促進され、αファイバー方位群の残存を抑制することができる。その結果、方向性電磁鋼板において、線状不良領域が形成されるのを抑制でき、優れた磁気特性が得られる。 If the average temperature increase rate RR 550-800 is 800° C./sec or more, release of strain energy is suppressed until recrystallization starts. Therefore, recrystallization from the α-fiber orientation group is promoted, and the remaining α-fiber orientation group can be suppressed. As a result, the formation of linear defective regions in the grain-oriented electrical steel sheet can be suppressed, and excellent magnetic properties can be obtained.

なお、平均昇温速度RR550-800の上限は特に限定されない。しかしながら、平均昇温速度RR550-800を2400℃/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RR550-800の上限は、2400℃/秒である。 Note that the upper limit of the average temperature increase rate RR 550-800 is not particularly limited. However, even if the average heating rate RR 550-800 is higher than 2400° C./sec, the above effect is saturated. Therefore, the upper limit of the average heating rate RR 550-800 is 2400° C./sec.

平均昇温速度RR550-800の好ましい下限は850℃/秒であり、さらに好ましくは860℃/秒であり、さらに好ましくは880℃/秒であり、さらに好ましくは900℃/秒である。平均昇温速度RR550-800の好ましい上限は2300℃/秒であり、さらに好ましくは2200℃/秒であり、さらに好ましくは2100℃/秒である。 The lower limit of the average temperature increase rate RR 550-800 is preferably 850°C/sec, more preferably 860°C/sec, even more preferably 880°C/sec, and still more preferably 900°C/sec. A preferable upper limit of the average heating rate RR 550-800 is 2300°C/sec, more preferably 2200°C/sec, and even more preferably 2100°C/sec.

平均昇温速度RR550-800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800℃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RR550-800を求める。平均昇温速度RR550-800は、サンプルの鋼板に熱電対を付けて実際に温度の時間変化を測定することにより、求めてもよい。 The average heating rate RR 550-800 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. An average temperature increase rate RR 550-800 is determined based on the temperature of the steel plate measured by a thermometer and the time taken for the steel plate temperature to rise from 550°C to 800°C. The average temperature increase rate RR 550-800 may be determined by attaching a thermocouple to a sample steel plate and actually measuring the change in temperature over time.

[脱炭工程(S42)]
脱炭焼鈍工程(S4)における脱炭工程(S42)では、昇温工程(S41)後の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、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、たとえば、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。脱炭工程(S42)での製造条件は次のとおりである。
[Decarburization step (S42)]
In the decarburization step (S42) in the decarburization annealing step (S4), the steel plate after the temperature raising step (S41) is held at the decarburization annealing temperature Ta, and decarburization annealing is performed. This causes the steel plate 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 manufacturing conditions in the decarburization step (S42) are as follows.

脱炭焼鈍温度Ta:800~950℃
脱炭焼鈍温度Taは、上述のとおり、脱炭焼鈍を実施する熱処理炉の炉温に相当し、脱炭焼鈍中の鋼板の温度に相当する。脱炭焼鈍温度Taが800℃未満であれば、一次再結晶発現後の鋼板の結晶粒が小さすぎる。この場合、仕上げ焼鈍工程(S6)において、二次再結晶が十分に発現しない。一方、脱炭焼鈍温度Taが950℃を超えれば、一次再結晶発現後の鋼板の結晶粒が大きすぎる。この場合も、仕上げ焼鈍工程(S6)において、二次再結晶が十分に発現しない。脱炭焼鈍温度Taが800~950℃であれば、一次再結晶後の鋼板の結晶粒が適切なサイズとなり、仕上げ焼鈍工程(S6)において、二次再結晶が十分に発現する。
Decarburization annealing temperature Ta: 800-950℃
As described above, the decarburization annealing temperature Ta corresponds to the furnace temperature of the heat treatment furnace that performs the decarburization annealing, and corresponds to the temperature of the steel sheet during the decarburization annealing. If the decarburization annealing temperature Ta is less than 800°C, the crystal grains of the steel sheet after primary recrystallization are too small. In this case, secondary recrystallization does not occur sufficiently in the final annealing step (S6). On the other hand, if the decarburization annealing temperature Ta exceeds 950°C, the crystal grains of the steel sheet after primary recrystallization are too large. Also in this case, secondary recrystallization does not occur sufficiently in the final annealing step (S6). If the decarburization annealing temperature Ta is 800 to 950° C., the crystal grains of the steel sheet after primary recrystallization will have an appropriate size, and secondary recrystallization will sufficiently occur in the final annealing step (S6).

なお、脱炭工程(S42)における、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での保持時間はたとえば、15~150秒である。 Note that the holding time at the decarburization annealing temperature Ta in the decarburization step (S42) is not particularly limited. 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)後の鋼板を周知の方法で常温まで冷却する。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、脱炭工程後の鋼板を放冷する。以上の工程により脱炭焼鈍工程(S4)では、鋼板に対して脱炭焼鈍処理を実施する。
[Cooling process (S43)]
In the cooling step (S43), the steel plate after the decarburization step (S42) is cooled to room temperature by a well-known method. The cooling method may be air cooling or water cooling. Preferably, the steel plate after the decarburization step is allowed to cool. Through the above steps, in the decarburization annealing step (S4), the steel plate is subjected to decarburization annealing treatment.

以上の脱炭焼鈍工程(S4)を実施することにより、熱間圧延工程において鋼板中に生成したαファイバー方位群からの再結晶を促進させることができ、αファイバー方位群の残存を抑制することができる。そのため、仕上げ焼鈍工程(S6)において、ゴス方位粒を成長させることができ、方向性電磁鋼板内に、αファイバー方位群に起因した、圧延方向に延びる線状不良領域が形成されるのを抑制することができる。 By performing the above decarburization annealing step (S4), it is possible to promote recrystallization from the α fiber orientation group generated in the steel sheet during the hot rolling process, and to suppress the remaining α fiber orientation group. I can do it. Therefore, in the final annealing step (S6), Goss-oriented grains can be grown, and the formation of linear defective regions extending in the rolling direction due to α-fiber orientation groups in the grain-oriented electrical steel sheet is suppressed. can do.

[焼鈍分離剤塗布工程(S5)]
脱炭焼鈍工程(S6)後の鋼板に対して、焼鈍分離剤塗布工程(S5)を実施する。焼鈍分離剤塗布工程(S5)では、鋼板表面に焼鈍分離剤を塗布する。具体的には、鋼板表面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 (S5)]
An annealing separator application step (S5) is performed on the steel plate after the decarburization annealing step (S6). In the annealing separator application step (S5), an annealing separator is applied to the surface of the steel plate. Specifically, an aqueous slurry containing an annealing separator is applied to the surface of the 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(S5)では、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、仕上げ焼鈍工程(S6)を実施する。 In the annealing separator application step (S5), an aqueous slurry annealing separator is applied onto the surface of the steel plate. 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, a final annealing step (S6) is performed.

なお、鋼板表面上に水性スラリーの焼鈍分離剤を塗布し、鋼板をコイル状にした後、仕上げ焼鈍工程(S6)を実施する前に、焼付け処理を実施してもよい。焼付け処理では、コイル状の鋼板を、400~1000℃に保持した炉内に装入し、保持する(焼付け処理)。これにより、鋼板表面上に塗布された焼鈍分離剤が乾燥する。保持時間はたとえば10~90秒である。 Incidentally, after applying an aqueous slurry annealing separator on the surface of the steel plate and forming the steel plate into a coil shape, a baking treatment may be performed before performing the final annealing step (S6). In the baking process, a coiled steel plate is placed in a furnace maintained at 400 to 1000°C and held there (baking process). This dries the annealing separator applied to the surface of the steel plate. The holding time is, for example, 10 to 90 seconds.

焼付け処理を実施せずに、焼鈍分離剤が塗布されたコイル状の鋼板に対して、仕上げ焼鈍工程(S6)を実施してもよい。 The final annealing step (S6) may be performed on the coiled steel plate coated with the annealing separator without performing the baking process.

[仕上げ焼鈍工程(S6)]
焼鈍分離剤塗布工程(S5)後の鋼板に対して、仕上げ焼鈍工程(S6)を実施して、二次再結晶を発現させる。仕上げ焼鈍工程(S6)は、熱処理炉を用いて実施する。仕上げ焼鈍工程(S6)での製造条件はたとえば、次のとおりである。なお、仕上げ焼鈍における炉内雰囲気は、周知の雰囲気である。
[Final annealing process (S6)]
After the annealing separator application step (S5), the steel plate is subjected to a final annealing step (S6) to cause secondary recrystallization. The final annealing step (S6) is performed using a heat treatment furnace. For example, the manufacturing conditions in the final annealing step (S6) are as follows. Note that the atmosphere in the furnace during final annealing is a well-known atmosphere.

仕上げ焼鈍温度:1150~1250℃
仕上げ焼鈍温度での保持時間:5~30時間
仕上げ焼鈍温度が1150℃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、仕上げ焼鈍温度が1250℃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。仕上げ温度が1150~1250℃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健全に形成される。
Finish annealing temperature: 1150-1250℃
Holding time at final annealing temperature: 5 to 30 hours If the final annealing temperature is less than 1150°C, sufficient secondary recrystallization will not occur, and purification to remove precipitates used in 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 1250° C., the effect on secondary recrystallization and purification is low, and problems such as deformation of the steel sheet occur. If the finishing temperature is 1150 to 1250°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 soundly on the surface of the steel sheet.

本実施形態の製造方法では、熱間圧延工程(S1)において、長軸長さが1μm未満の微細なMnインヒビター(MnS及びMnSe)が鋼板中に微細に分散している。そのため、これらの微細なMnインヒビター、及び、最終冷間圧延前焼鈍工程(S3)において生成した微細なAlNインヒビターが、仕上げ焼鈍工程(S5)における二次再結晶を安定化する。その結果、方向性電磁鋼板の板幅方向の両端部において、二次再結晶の不良組織が発生するのを抑制することができる。 In the manufacturing method of this embodiment, in the hot rolling step (S1), fine Mn inhibitors (MnS and MnSe) having a major axis length of less than 1 μm are finely dispersed in the steel sheet. Therefore, these fine Mn inhibitors and fine AlN inhibitors generated in the final pre-cold rolling annealing step (S3) stabilize secondary recrystallization in the final annealing step (S5). As a result, it is possible to suppress the occurrence of a defective structure due to secondary recrystallization at both ends of the grain-oriented electrical steel sheet in the sheet width direction.

本実施形態の製造方法では、熱間圧延工程(S1)において、条件A~条件Eを実施することにより、Mnインヒビターの微細化を優先する。そのため、熱間圧延工程(S2)後の熱延鋼板の板幅中心位置に、圧延方向に延びるαファイバー方位群が生成する可能性がある。しかしながら、脱炭焼鈍工程(S4)において、550℃から800℃までの間の温度域での平均昇温速度RR550-800を800℃/秒以上(条件F)とすることにより(条件F)、再結晶を開始するまでに鋼板中の歪エネルギーが解放されるのを抑制し、αファイバー方位群からの再結晶を促進する。これにより、方向性電磁鋼板において、αファイバー方位群に起因した線状不良領域が残存するのを抑制することができ、優れた磁気特性が得られる。 In the manufacturing method of this embodiment, by implementing conditions A to E in the hot rolling step (S1), priority is given to miniaturization of the Mn inhibitor. Therefore, an α fiber orientation group extending in the rolling direction may be generated at the center position of the width of the hot rolled steel sheet after the hot rolling step (S2). However, in the decarburization annealing step (S4), by setting the average temperature increase rate RR 550-800 in the temperature range from 550°C to 800°C to 800°C/sec or more (condition F) , suppresses the release of strain energy in the steel sheet before starting recrystallization, and promotes recrystallization from the α fiber orientation group. Thereby, in the grain-oriented electrical steel sheet, it is possible to suppress the remaining linear defective region due to the α-fiber orientation group, and excellent magnetic properties can be obtained.

なお、仕上げ焼鈍工程(S6)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、仕上げ焼鈍工程(S6)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, in the final annealing step (S6), each element in the chemical composition of the steel sheet is removed to some extent from the steel sheet. 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 (S6).

[二次被膜形成工程]
本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法ではさらに、必要に応じて、仕上げ焼鈍工程(S6)後に、周知の二次被膜形成工程を実施してもよい。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程(S6)の冷却後の方向性電磁鋼板の表面(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コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施する。これにより、一次被膜上に、周知の張力付与絶縁被膜である二次被膜が形成される。
[Secondary film formation process]
In the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, a well-known secondary film forming step may be further performed after the final annealing step (S6), if necessary. In the secondary film forming step, a well-known insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate is applied to the surface (on the primary film) of the grain-oriented electrical steel sheet after cooling in the final annealing step (S6). , perform baking. This forms a secondary coating, which is a well-known tensile insulating coating, on the primary coating.

[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、仕上げ焼鈍工程(S6)又は二次被膜形成工程後に、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 process after the final annealing process (S6) or the secondary coating forming process, 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.

以上のとおり、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法では、熱間圧延工程(S1)において、条件A~条件Eを満たす条件で熱延鋼板を製造し、脱炭焼鈍工程(S4)において、条件Fを満たす条件で脱炭焼鈍を実施する。これにより、製造された方向性電磁鋼板において、十分な磁気特性が得られ、かつ、板幅方向の端部において不良組織及び耳割れを抑制できる。 As described above, in the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, a hot rolled steel sheet is manufactured under conditions that satisfy conditions A to E in the hot rolling step (S1), and in the decarburization annealing step (S4). , Decarburization annealing is performed under conditions that satisfy condition F. As a result, sufficient magnetic properties can be obtained in the manufactured grain-oriented electrical steel sheet, and defective structures and edge cracks can be suppressed at the ends in the width direction of the sheet.

なお、本実施形態の方向性電磁鋼板の製造方法では、条件A~条件Dのいずれかを満たさない場合、不良組織が発生するだけでなく、場合によっては、磁気特性(磁束密度及び/又は鉄損)も低下する場合がある。また、条件Eにおいて、[Si]/[C]が低すぎる場合、耳割れが発生するだけでなく、鉄損も低下する場合がある。 In addition, in the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, if any of conditions A to D is not satisfied, not only a defective structure occurs, but also magnetic properties (magnetic flux density and/or iron loss) may also decrease. Further, in condition E, if [Si]/[C] is too low, not only edge cracking occurs but also iron loss may decrease.

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、化学組成が必須元素のみからなるスラブの化学組成を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表1に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 1, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing the chemical composition of a slab consisting of only essential elements. The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 1 were prepared.

Figure 2023125497000002
Figure 2023125497000002

表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Bi含有量は小数第四位までの数値で規定されている。したがって、表1中の試験番号1では、測定されたBi含有量が、小数第五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 1 indicates that the corresponding element content is 0% when rounded to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above embodiment. means. For example, the Bi content defined in this embodiment is defined as a numerical value to the fourth decimal place. Therefore, test number 1 in Table 1 means that the measured Bi content was 0% when rounded to the fifth 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 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、800℃/秒であった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 800° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
[磁気特性評価試験]
磁気特性評価試験として、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。具体的には、各試験番号の方向性電磁鋼板の磁束密度Bを、JIS C2556(2015)に準拠して、評価した。各試験番号の方向性電磁鋼板からサンプルを採取した。採取したサンプルに800A/mの磁場を付与して、磁束密度B8(T)を測定した。さらに、サンプルを用いて、50Hzにおいて1.7Tに磁化した場合の鉄損W17/50を測定した。得られた磁束密度B8及び鉄損W17/50を表1に示す。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。なお、磁束密度B8が1.900T未満である場合、鉄損W17/50の測定を実施しなかった。
[Evaluation test]
[Magnetic property evaluation test]
As a magnetic property evaluation test, magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Specifically, the magnetic flux density B of the grain-oriented electrical steel sheet of each test number was evaluated in accordance with JIS C2556 (2015). Samples were taken from the grain-oriented electrical steel sheets of each test number. A magnetic field of 800 A/m was applied to the collected sample, and the magnetic flux density B8 (T) was measured. Furthermore, using the sample, the iron loss W17/50 when magnetized to 1.7 T at 50 Hz was measured. Table 1 shows the obtained magnetic flux density B8 and iron loss W17/50. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it. Note that when the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, the measurement of the iron loss W17/50 was not performed.

[耳割れ確認試験]
各試験番号の製造工程中の熱間圧延工程後の鋼板を用いて、鋼板の板幅方向の両端部での耳割れの発生の有無を確認した。耳割れが存在した場合、耳割れの板幅方向の長さを測定した。板幅方向の長さが20mmを超える耳割れが1つでも確認された場合、耳割れが発生したと判断した(表1中で「×」)。一方、板幅方向の長さが20mmを超える耳割れが確認されなかった場合、耳割れが発生しなかったと判断した(表1中で「○」)。
[Ear crack confirmation test]
The presence or absence of edge cracking at both ends of the steel plate in the width direction of the steel plate was confirmed using the steel plate after the hot rolling process in the manufacturing process of each test number. If an edge crack was present, the length of the edge crack in the board width direction was measured. If even one edge crack with a length in the board width direction exceeding 20 mm was confirmed, it was determined that an edge crack had occurred ("x" in Table 1). On the other hand, if no edge cracks exceeding 20 mm in length in the board width direction were observed, it was determined that no edge cracks occurred ("○" in Table 1).

[不良組織深さ測定試験]
図9は、不良組織深さ測定試験で用いたサンプル形状を示す図である。図9を参照して、各試験番号の方向性電磁鋼板の板幅をWと定義した。各試験番号の方向性電磁鋼板から、圧延方向RDに100mm、板幅方向TDにWmmのサンプルを採取した。採取したサンプルから、一次被膜及び二次被膜を次の方法で除去した。方向性電磁鋼板を、NaOH:40質量%及びHO:60質量%を含有し、80~90℃の水酸化ナトリウム水溶液に、7分間浸漬した。浸漬後の方向性電磁鋼板を水洗した。水洗後、温風のブロアーで1分間弱、乾燥させた。以上の処理により二次被膜が除去された方向性電磁鋼板(つまり、1次被膜を備えた母材鋼板)を作製した。さらに、二次被膜が除去された方向性電磁鋼板を、80~90℃の塩酸に5~30秒浸漬して、母材鋼板から一次被膜を除去した。一次被膜を除去された母材鋼板を水洗し、水洗後に温風のブロアーで1分間弱、乾燥させた。以上の方法により、一次被膜及び二次被膜が除去され、さらに、圧延面(表面)がエッチングされたサンプルを作製した。
[Bad tissue depth measurement test]
FIG. 9 is a diagram showing the sample shape used in the defective tissue depth measurement test. Referring to FIG. 9, the plate width of the grain-oriented electrical steel sheet of each test number was defined as W. A sample of 100 mm in the rolling direction RD and W mm in the sheet width direction TD was taken from the grain-oriented electrical steel sheet of each test number. The primary coating and secondary coating were removed from the collected sample using the following method. A grain-oriented electrical steel sheet was immersed for 7 minutes in a sodium hydroxide aqueous solution containing 40% by mass of NaOH and 60% by mass of H 2 O at 80 to 90°C. After dipping, the grain-oriented electrical steel sheet was washed with water. After washing with water, it was dried with a hot air blower for a little less than 1 minute. Through the above treatment, a grain-oriented electrical steel sheet from which the secondary coating was removed (that is, a base steel sheet with a primary coating) was produced. Furthermore, the grain-oriented electrical steel sheet from which the secondary coating had been removed was immersed in hydrochloric acid at 80 to 90° C. for 5 to 30 seconds to remove the primary coating from the base steel sheet. The base steel plate from which the primary coating had been removed was washed with water, and then dried with a warm air blower for a little less than 1 minute. By the above method, a sample was prepared in which the primary coating and the secondary coating were removed and the rolled surface (surface) was etched.

図9に示すとおり、エッチング後のサンプルにおいて、板幅方向のTDの両端部に不良組織IAが生成している場合、不良組織IAの結晶粒のサイズは、正常組織NAの結晶粒のサイズよりも遥かに小さい。そのため、不良組織IAは目視により容易に識別可能である。そこで、エッチングされたサンプルを目視により確認して、両端部の不良組織IAの有無を識別した。そして、図9における板幅方向TDの左端部に不良組織IAが発生している場合、不良組織IAの板幅方向TDの長さのうち、最大の長さを不良組織深さWL(mm)と定義した。さらに、図9における板幅方向TDの右端部に不良組織IAが発生している場合、不良組織IAの板幅方向TDの長さのうち、最大の長さを不良組織深さWR(mm)と定義した。不良組織深さWL及びWRのうち、値が大きい方を、その試験番号の方向性電磁鋼板での不良組織深さWO(mm)と定義した。不良組織深さWOが5mm以上である場合、不良組織が発生したと判断した(表1中で「×」)。一方、不良組織深さWOが5mm未満である場合、不良組織が観察されなかったと判断した(表1中で「○」)。 As shown in FIG. 9, in the sample after etching, when defective tissue IA is generated at both ends of TD in the board width direction, the crystal grain size of defective tissue IA is larger than the crystal grain size of normal tissue NA. is also much smaller. Therefore, the defective tissue IA can be easily identified visually. Therefore, the etched sample was visually checked to identify the presence or absence of defective tissue IA at both ends. If the defective tissue IA is generated at the left end in the sheet width direction TD in FIG. 9, the maximum length of the defective tissue IA in the sheet width direction TD is determined as the defective tissue depth WL (mm). It was defined as Furthermore, if a defective tissue IA occurs at the right end in the sheet width direction TD in FIG. 9, the maximum length of the defective tissue IA in the sheet width direction TD is defined as the defective tissue depth WR (mm). It was defined as The larger value of the defective structure depths WL and WR was defined as the defective structure depth WO (mm) in the grain-oriented electrical steel sheet of that test number. When the defective tissue depth WO was 5 mm or more, it was determined that a defective tissue had occurred ("x" in Table 1). On the other hand, when the defective tissue depth WO was less than 5 mm, it was determined that no defective tissue was observed ("○" in Table 1).

なお、上述の耳割れ確認試験において耳割れが発生した試験番号の鋼板では、最終冷間圧延前焼鈍工程前に鋼板端部に対してトリミングを実施して、端部を切断した。そのため、板幅端部からの不良組織深さを測定しなかった(表1中の「5mm以上不良組織」欄に「-」と記載)。さらに、[Si]/[C]が式(1)の上限を超えた(つまり、F2を超えた)試験番号では、板幅全域にわたって二次再結晶が不良であった。そのため、板幅端部からの不良組織深さを測定しなかった(表1中の「5mm以上不良組織」欄に「-」と記載)。試験結果を表1に示す。 In addition, in the steel plate having the test number in which an edge crack occurred in the above-mentioned edge crack confirmation test, the edge of the steel plate was trimmed and the edge was cut before the annealing step before final cold rolling. Therefore, the depth of the defective structure from the edge of the plate width was not measured ("-" is written in the "5mm or more defective structure" column in Table 1). Furthermore, in test numbers in which [Si]/[C] exceeded the upper limit of formula (1) (that is, exceeded F2), secondary recrystallization was poor over the entire width of the plate. Therefore, the depth of the defective structure from the edge of the plate width was not measured ("-" is written in the "5mm or more defective structure" column in Table 1). The test results are shown in Table 1.

[試験結果]
得られた試験結果を表1に示す。表1を参照して、試験番号2、5、6、9、11、12、15、16、19及び20では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、かつ、不良組織も確認されなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 1. Referring to Table 1, in test numbers 2, 5, 6, 9, 11, 12, 15, 16, 19 and 20, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process. was appropriate. Therefore, no edge cracking occurred and no defective structure was observed in any of the test numbers. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1、3、4、8、14及び18では、[Si]/[C]値が式(1)の下限(=F1)未満であった。その結果、耳割れが確認された。 On the other hand, in test numbers 1, 3, 4, 8, 14, and 18, the [Si]/[C] value was less than the lower limit (=F1) of formula (1). As a result, ear cracking was confirmed.

試験番号7、10、13、17及び21では、[Si]/[C]値が式(1)の上限(=F2)を超えた。その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。 In test numbers 7, 10, 13, 17, and 21, the [Si]/[C] value exceeded the upper limit (=F2) of formula (1). As a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, and the magnetic properties were poor.

実施例2では、スラブの化学組成を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表2に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 2, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing the chemical composition of the slab. The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 2 were prepared.

Figure 2023125497000003
Figure 2023125497000003

表2中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 2 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、800℃/秒であった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 800° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表2に示す。表2を参照して、試験番号1~7では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 2. Referring to Table 2, in all test numbers 1 to 7, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

実施例3では、スラブの化学組成を変化させて、かつ、条件Fの平均昇温速度RR550-800を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表3に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 3, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing the chemical composition of the slab and changing the average temperature increase rate RR of Condition F of 550-800 . The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 3 were prepared.

Figure 2023125497000004
Figure 2023125497000004

表3中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 3 means 0% when rounding off the fraction to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above-mentioned embodiment in the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、表4に示すとおりであった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was as shown in Table 4.

Figure 2023125497000005
Figure 2023125497000005

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。なお、磁束密度B8が1.900T未満である場合、鉄損W17/50の測定を実施しなかった。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it. Note that when the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, the measurement of the iron loss W17/50 was not performed.

[試験結果]
得られた試験結果を表4に示す。表4を参照して、試験番号3、4、7、8、11~27では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、不良組織が確認されず、かつ、耳割れも発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 4. Referring to Table 4, in all test numbers 3, 4, 7, 8, and 11 to 27, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, no defective tissue was observed in any of the test numbers, and no edge cracking occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1、2、5、6、9及び10では、平均昇温速度RR550-800が遅すぎた。そのため、その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。なお、試験番号1、2、5、6、9及び10では、磁束密度B8が非常に劣位な値となっており、板幅全域にわたって二次再結晶が不良であった。そのため、板幅端部からの不良組織深さを測定しなかった(表4中の「5mm以上不良組織」欄に「-」と記載)。 On the other hand, in test numbers 1, 2, 5, 6, 9, and 10, the average temperature increase rate RR 550-800 was too slow. Therefore, as a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900 T, and the magnetic properties were poor. In addition, in test numbers 1, 2, 5, 6, 9, and 10, the magnetic flux density B8 was a very inferior value, and secondary recrystallization was poor over the entire board width. Therefore, the depth of the defective structure from the edge of the plate width was not measured ("-" is written in the column "5mm or more defective structure" in Table 4).

実施例4では、熱間圧延工程における粗圧延工程での累積圧下率TR(条件A)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表5の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 4, the cumulative reduction ratio TR (condition A) in the rough rolling process in the hot rolling process was changed to determine the presence or absence of edge cracking, the presence or absence of defective structure, and the magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 5 were prepared.

Figure 2023125497000006
Figure 2023125497000006

表5中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 5 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程での累積圧下率TRは表6に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は46%であった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In each test number, the cumulative rolling reduction ratio TR in the rough rolling process was as shown in Table 6. Furthermore, in all test numbers, the rolling reduction ratio R1 at the final rolling in the rough rolling step was 46%. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000007
Figure 2023125497000007

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表6に示す。表6を参照して、試験番号1~9では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 6. Referring to Table 6, in all test numbers 1 to 9, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号10~15では、粗圧延の累積圧下率TRが高すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 10 to 15, the cumulative reduction ratio TR of rough rolling was too high. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例5では、熱間圧延工程における粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R(条件B)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表7の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 5, the rolling reduction ratio R (condition B) at the final rolling in the rough rolling process in the hot rolling process was changed to determine the presence or absence of edge cracking, the presence or absence of defective structure, and the magnetic properties. (Magnetic flux density B8 and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 7 were prepared.

Figure 2023125497000008
Figure 2023125497000008

表7中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 7 indicates 0% when rounding off the fraction to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above-mentioned embodiment in the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であった。また、各試験番号において、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1は表8に示すとおりであった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In all test numbers, the cumulative reduction ratio TR in the rough rolling step was 73%. Further, in each test number, the rolling reduction ratio R1 at the final rolling in the rough rolling step was as shown in Table 8. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000009
Figure 2023125497000009

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表8に示す。表8を参照して、試験番号1~6では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 8. Referring to Table 8, in all test numbers 1 to 6, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号7~12では、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率が高すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 7 to 12, the rolling reduction ratio at the final rolling in the rough rolling process was too high. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例6では、熱間圧延工程における粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度(条件C)を変化させて、不良組織の発生の有無、耳割れの発生の有無、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表9の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 6, the temperature of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling process in the hot rolling process (condition C) was changed to determine the presence or absence of defective structure, the presence or absence of edge cracking, and the magnetic properties (magnetic flux Density B8 and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 9 were prepared.

Figure 2023125497000010
Figure 2023125497000010

表9中の「-」は、表1と同様に、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。 Similarly to Table 1, "-" in Table 9 means 0% when rounding off the fraction to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above-mentioned embodiment in the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は表10に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1は48%であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In each test number, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process was as shown in Table 10. Furthermore, in all test numbers, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling step was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling in the rough rolling step was 48%. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000011
Figure 2023125497000011

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表10に示す。表10を参照して、試験番号7~12では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 10. Referring to Table 10, in all test numbers 7 to 12, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1~6では、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1が低すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 1 to 6, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process was too low. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例7では、熱間圧延工程における粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間(中間時間)t1(条件D)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表11の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 7, the time from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process (intermediate Time) t1 (condition D) was varied to measure the occurrence of ear cracks, the occurrence of defective tissue, and the magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 11 were prepared.

Figure 2023125497000012
Figure 2023125497000012

表11中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 11 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間(中間時間)t1は表11に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。 For each test number, the time (intermediate time) t1 from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process is shown in the table. It was as shown in 11. Furthermore, in all test numbers, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling step was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling in the rough rolling step was 48%. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表11に示す。試験番号2~6では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、不良組織が確認されず、かつ、耳割れも発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 11. In all test numbers 2 to 6, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, no defective tissue was observed in any of the test numbers, and no edge cracking occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1では、[Si]/[C]値が式(1)の下限(=F1)未満であった。その結果、20mm超の耳割れが発生した。 On the other hand, in test number 1, the [Si]/[C] value was less than the lower limit (=F1) of formula (1). As a result, an edge crack of more than 20 mm occurred.

試験番号7、8、10では、熱間圧延工程における粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの中間時間t1が長すぎた。その結果、不良組織深さWOが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 In test numbers 7, 8, and 10, after the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process in the hot rolling process was completed, until the first rolling of the rear end of the rough bar was completed in the finish rolling process. The intermediate time t1 was too long. As a result, the defective structure depth WO was 5 mm or more, and defective structures were excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

試験番号9、11、12では、[Si]/[C]値が式(1)の上限(=F2)を超えた。その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。 In test numbers 9, 11, and 12, the [Si]/[C] value exceeded the upper limit (=F2) of formula (1). As a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, and the magnetic properties were poor.

実施例8では、化学組成が必須元素及びBiからなるスラブの化学組成を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表12に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 8, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing the chemical composition of a slab consisting of essential elements and Bi. The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 12 were prepared.

Figure 2023125497000013
Figure 2023125497000013

表12中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 12 means 0% when rounding off to the specified significant figures (numbers to the lowest digit) in the above-mentioned embodiment in the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、800℃/秒であった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 800° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
[磁気特性評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。なお、磁束密度B8が1.900T未満である場合、鉄損W17/50の測定を実施しなかった。
[Evaluation test]
[Magnetic property evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it. Note that when the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, the measurement of the iron loss W17/50 was not performed.

[試験結果]
得られた試験結果を表12に示す。表12を参照して、試験番号3、5、6、8~14、16、17、19及び20では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、かつ、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.906T以上と高く、鉄損W17/50は0.727W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 12. Referring to Table 12, in test numbers 3, 5, 6, 8 to 14, 16, 17, 19 and 20, the chemical composition of the slab was appropriate and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Met. Therefore, in any of the test numbers, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.906 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.727 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1、2、4及び7では、[Si]/[C]値が式(1)の下限(=F1)未満であった。その結果、耳割れが確認された。 On the other hand, in test numbers 1, 2, 4, and 7, the [Si]/[C] value was less than the lower limit (=F1) of formula (1). As a result, ear cracking was confirmed.

試験番号15、18及び21では、[Si]/[C]値が式(1)の上限(=F2)を超えた。その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。 In test numbers 15, 18, and 21, the [Si]/[C] value exceeded the upper limit (=F2) of formula (1). As a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, and the magnetic properties were poor.

実施例9では、化学組成が必須元素及びBiからなるスラブの化学組成を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表13に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 9, a grain-oriented electrical steel sheet was manufactured by changing the chemical composition of a slab consisting of essential elements and Bi. The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 13 were prepared.

Figure 2023125497000014
Figure 2023125497000014

表13中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 13 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、800℃/秒であった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 800° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。なお、磁束密度B8が1.900T未満である場合、鉄損W17/50の測定を実施しなかった。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it. Note that when the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, the measurement of the iron loss W17/50 was not performed.

[試験結果]
得られた試験結果を表13に示す。表13を参照して、試験番号1~3、7~9、13~15、20~22では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 13. Referring to Table 13, in test numbers 1 to 3, 7 to 9, 13 to 15, and 20 to 22, the chemical composition of the slab was appropriate and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Ta. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号4~6、10~12、16~18、23及び24では、[Si]/[C]値が式(1)の下限(=F1)未満であった。その結果、耳割れが確認された。 On the other hand, in test numbers 4 to 6, 10 to 12, 16 to 18, 23 and 24, the [Si]/[C] value was less than the lower limit (=F1) of formula (1). As a result, ear cracking was confirmed.

試験番号19では、[Si]/[C]値が式(1)の上限(=F2)を超えた。その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。なお、試験番号19では、磁束密度B8が非常に劣位な値となっており、板幅全域にわたって二次再結晶が不良であった。そのため、板幅端部からの不良組織深さを測定しなかった(表13中の「5mm以上不良組織」欄に「-」と記載)。 In test number 19, the [Si]/[C] value exceeded the upper limit (=F2) of formula (1). As a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, and the magnetic properties were poor. In addition, in test number 19, the magnetic flux density B8 was a very inferior value, and secondary recrystallization was poor over the entire board width. Therefore, the depth of the defective structure from the edge of the plate width was not measured ("-" is written in the column "5mm or more defective structure" in Table 13).

実施例10では、必須元素及びBiを含有するスラブの化学組成を変化させて、かつ、条件Fの平均昇温速度RR550-800を変化させて、方向性電磁鋼板を製造した。製造された方向性電磁鋼板に対して、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表14に示す化学組成のスラブを準備した。 In Example 10, grain-oriented electrical steel sheets were manufactured by changing the chemical composition of the slab containing essential elements and Bi, and by changing the average temperature increase rate RR of Condition F, RR 550-800 . The manufactured grain-oriented electrical steel sheets were measured for the presence or absence of edge cracks, the presence or absence of defective structures, and magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 14 were prepared.

Figure 2023125497000015
Figure 2023125497000015

表14中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 14 means 0% when rounding off to the specified significant figures (values to the lowest digit) in the above embodiment for the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれも、120秒であった。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate). In any test number, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling process was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling process was 48%. Further, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in both cases.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、表15に示すとおりであった。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was as shown in Table 15.

Figure 2023125497000016
Figure 2023125497000016

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1200℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を20時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1200°C, and the holding time at the final annealing temperature was 20 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。なお、磁束密度B8が1.900T未満である場合、鉄損W17/50の測定を実施しなかった。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it. Note that when the magnetic flux density B8 was less than 1.900T, the measurement of the iron loss W17/50 was not performed.

[試験結果]
得られた試験結果を表15に示す。表15を参照して、試験番3、4、7、8、11~25では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 15. Referring to Table 15, in test numbers 3, 4, 7, 8, and 11 to 25, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1、2、5、6、9及び10では、平均昇温速度RR550-800が遅すぎた。そのため、その結果、磁束密度B8が1.900T未満であり、磁気特性が低かった。なお、試験番号1、2、5、6、9及び10では、磁束密度B8が非常に劣位な値となっており、板幅全域にわたって二次再結晶が不良であった。そのため、板幅端部からの不良組織深さを測定しなかった(表15中の「5mm以上不良組織」欄に「-」と記載)。 On the other hand, in test numbers 1, 2, 5, 6, 9, and 10, the average temperature increase rate RR 550-800 was too slow. Therefore, as a result, the magnetic flux density B8 was less than 1.900 T, and the magnetic properties were poor. In addition, in test numbers 1, 2, 5, 6, 9, and 10, the magnetic flux density B8 was a very inferior value, and secondary recrystallization was poor over the entire board width. Therefore, the depth of the defective structure from the edge of the plate width was not measured ("-" is written in the column "5mm or more defective structure" in Table 15).

実施例11では、熱間圧延工程における粗圧延工程での累積圧下率TR(条件A)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表16の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 11, the cumulative reduction ratio TR (condition A) in the rough rolling process in the hot rolling process was changed to determine the occurrence of edge cracks, the occurrence of defective structures, and the magnetic properties (magnetic flux density B8). and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 16 were prepared.

Figure 2023125497000017
Figure 2023125497000017

表16中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 16 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程での累積圧下率TRは表17に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は46%であった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In each test number, the cumulative rolling reduction ratio TR in the rough rolling step was as shown in Table 17. Furthermore, in all test numbers, the rolling reduction ratio R1 at the final rolling in the rough rolling step was 46%. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000018
Figure 2023125497000018

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度を800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film forming process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表17に示す。表17を参照して、試験番1~15では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 17. Referring to Table 17, in test numbers 1 to 15, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号16~25では、粗圧延の累積圧下率TRが高すぎた。その結果、不良組織深さWOが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 16 to 25, the cumulative reduction ratio TR of rough rolling was too high. As a result, the defective structure depth WO was 5 mm or more, and defective structures were excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例12では、熱間圧延工程における粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R(条件B)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表18の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 12, the rolling reduction ratio R (condition B) at the final rolling in the rough rolling process in the hot rolling process was changed to determine whether or not edge cracking occurred, the presence or absence of defective structure, and the magnetic properties. (Magnetic flux density B8 and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 18 were prepared.

Figure 2023125497000019
Figure 2023125497000019

表18中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 18 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であった。また、各試験番号において、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1は表19に示すとおりであった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In all test numbers, the cumulative reduction ratio TR in the rough rolling process was 73%. Further, in each test number, the rolling reduction ratio R1 at the final rolling in the rough rolling step was as shown in Table 19. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000020
Figure 2023125497000020

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表19に示す。表19を参照して、試験番1~6では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 19. Referring to Table 19, in test numbers 1 to 6, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号7~12では、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率が高すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 7 to 12, the rolling reduction ratio at the final rolling in the rough rolling process was too high. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例13では、熱間圧延工程における粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度(条件C)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表20の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 13, the temperature of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling process in the hot rolling process (condition C) was changed to determine the occurrence of edge cracks, the occurrence of defective structure, and the magnetic properties. (Magnetic flux density B8 and iron loss W17/50) were measured. Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 20 were prepared.

Figure 2023125497000021
Figure 2023125497000021

表20中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 20 indicates 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.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1は表21に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程での最終の圧下での圧下率R1は48%であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。このとき、中間時間t1は、いずれの試験番号においても、120秒であった。 In each test number, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process was as shown in Table 21. Furthermore, in all test numbers, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling step was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling in the rough rolling step was 48%. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm. At this time, the intermediate time t1 was 120 seconds in any test number.

Figure 2023125497000022
Figure 2023125497000022

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表21に示す。表21を参照して、試験番7~12では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 21. Referring to Table 21, in all test numbers 7 to 12, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号1~6では、粗圧延工程の最終の圧下直後の粗バーの温度T1が低すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 1 to 6, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling process was too low. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

実施例14では、熱間圧延工程における粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間(中間時間)t1(条件D)を変化させて、耳割れの発生の有無、不良組織の発生の有無、及び、磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)を測定した。具体的には、表22の化学組成を有するスラブを準備した。 In Example 14, the time from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process (intermediate Time) t1 (condition D) was varied to measure the occurrence of ear cracks, the occurrence of defective tissue, and the magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W17/50). Specifically, slabs having the chemical composition shown in Table 22 were prepared.

Figure 2023125497000023
Figure 2023125497000023

表22中の「-」は、表1と同様に、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。 Similar to Table 1, "-" in Table 22 means 0% when rounding off the fraction to the specified significant figure (number to the lowest digit) in the above-mentioned embodiment in the corresponding element content. It means that.

上記スラブを加熱炉にて1370℃に加熱した。加熱されたスラブに対して熱間圧延工程を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造した。 The above slab was heated to 1370°C in a heating furnace. A hot rolling process was performed on the heated slab to produce a steel plate (hot rolled steel plate).

各試験番号において、粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの中間時間t1は表22に示すとおりであった。また、いずれの試験番号においても、粗圧延工程での累積圧下率TRは73%であり、粗圧延工程の最終の圧下での圧下率R1は48%であった。さらに、粗圧延工程での最終の圧下直後の粗バーの温度T1は1350℃であった。粗圧延工程後、仕上げ圧延工程を実施して、板厚2.3mmの鋼板を製造した。 For each test number, the intermediate time t1 from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process is shown in Table 22. That's right. Furthermore, in all test numbers, the cumulative rolling reduction TR in the rough rolling step was 73%, and the rolling reduction R1 in the final rolling of the rough rolling step was 48%. Furthermore, the temperature T1 of the rough bar immediately after the final rolling in the rough rolling step was 1350°C. After the rough rolling process, a finish rolling process was performed to produce a steel plate with a thickness of 2.3 mm.

熱間圧延工程により製造された鋼板に対して、最終冷間圧延前焼鈍工程を実施した。最終冷間圧延前焼鈍工程では、1次熱処理及び2次熱処理を実施した。1次熱処理では、鋼板を1120℃まで加熱して再結晶させた。1次熱処理後、2次熱処理を実施した。具体的には、2次熱処理では、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を30秒として、鋼板を焼鈍した。 The steel plate manufactured by the hot rolling process was subjected to an annealing process before final cold rolling. In the annealing step before final cold rolling, primary heat treatment and secondary heat treatment were performed. In the first heat treatment, the steel plate was heated to 1120°C to recrystallize it. After the first heat treatment, a second heat treatment was performed. Specifically, in the secondary heat treatment, the steel plate was annealed at an annealing temperature of 900° C. and a holding time at the annealing temperature of 30 seconds.

最終冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延(最終冷間圧延)を実施して、厚さ0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程後の冷延鋼板に対して、脱炭焼鈍工程を実施した。脱炭焼鈍工程において、脱炭焼鈍温度Taを800℃とし、脱炭焼鈍温度での保持時間を120秒とした。さらに、脱炭焼鈍工程の昇温工程での550℃から800℃までの平均昇温速度RR550-800は、1000℃/秒とした。 The steel plate after the annealing step before final cold rolling was cold rolled once (final cold rolling) to produce a cold rolled steel plate with a thickness of 0.22 mm. A decarburization annealing process was performed on the cold rolled steel sheet after the cold rolling process. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature Ta was 800° C., and the holding time at the decarburization annealing temperature was 120 seconds. Furthermore, the average temperature increase rate RR 550-800 from 550° C. to 800° C. in the temperature increasing step of the decarburization annealing step was 1000° C./sec.

脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼結分離剤(水性スラリー)を塗布した後、コイル状に巻き取った。コイル状に巻き取られた鋼板に対して、仕上げ焼鈍を実施した。仕上げ焼鈍温度を1150℃とし、仕上げ焼鈍温度での保持時間を10時間とした。仕上げ焼鈍後の鋼板を放冷した。 A sintering separation agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization and annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel plate wound into a coil shape. The final annealing temperature was 1150°C, and the holding time at the final annealing temperature was 10 hours. The steel plate after finish annealing was allowed to cool.

仕上げ焼鈍工程後の鋼板に対して、二次被膜形成工程を実施した。二次被膜形成工程では、仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面(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絶縁コーティング剤を塗布した後、焼付けを実施した。焼付温度を900℃とし、焼付温度での保持時間を30秒とした。これにより、一次被膜上に、張力付与絶縁被膜である二次被膜を形成した。二次被膜を形成した後、磁区細分化処理工程を実施した。具体的には、各試験番号で同じ条件で鋼板表面にレーザービームを照射して、磁区細分化処理を実施した。以上の製造工程により、各試験番号の方向性電磁鋼板を製造した。 A secondary film formation process was performed on the steel plate after the final annealing process. In the secondary coating forming step, an insulating coating agent mainly containing colloidal silica and phosphate was applied to the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after the final annealing step, and then baking was performed. The baking temperature was 900° C., and the holding time at the baking temperature was 30 seconds. As a result, a secondary coating, which was a tension-applying insulating coating, was formed on the primary coating. After forming the secondary coating, a magnetic domain refining process was performed. Specifically, the steel plate surface was irradiated with a laser beam under the same conditions for each test number to perform magnetic domain refining treatment. Through the above manufacturing process, grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured.

[評価試験]
各試験番号の方向性電磁鋼板に対して、実施例1と同様に、磁気特性評価試験を実施して、磁束密度B8及び鉄損W17/50を測定した。さらに、実施例1と同様に、耳割れ確認試験及び不良組織深さ測定試験を実施した。なお、本実施例では、磁束密度B8が1.900T以上であれば、高い磁束密度が得られたと判断し、鉄損W17/50が0.770W/kg以下であれば、優れた鉄損が得られたと判断した。
[Evaluation test]
A magnetic property evaluation test was conducted on the grain-oriented electrical steel sheets of each test number in the same manner as in Example 1, and the magnetic flux density B8 and iron loss W17/50 were measured. Furthermore, in the same manner as in Example 1, an ear crack confirmation test and a defective tissue depth measurement test were conducted. In this example, if the magnetic flux density B8 is 1.900T or more, it is determined that high magnetic flux density has been obtained, and if the iron loss W17/50 is 0.770 W/kg or less, excellent iron loss is determined. I decided that I got it.

[試験結果]
得られた試験結果を表22に示す。試験番2~10では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、製造工程中の条件A~条件Fが適切であった。そのため、いずれの試験番号においても、耳割れが発生せず、不良組織が発生しなかった。さらに、磁束密度B8は1.900T以上と高く、鉄損W17/50は0.770W/kg以下であり、磁気特性に優れた。
[Test results]
The test results obtained are shown in Table 22. In test numbers 2 to 10, the chemical composition of the slab was appropriate, and conditions A to F during the manufacturing process were appropriate. Therefore, in any test number, no edge cracking or defective tissue occurred. Furthermore, the magnetic flux density B8 was as high as 1.900 T or more, and the iron loss W17/50 was 0.770 W/kg or less, indicating excellent magnetic properties.

一方、試験番号11~18では、熱間圧延工程における粗圧延工程でのスラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、仕上げ圧延工程での粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの中間時間t1が長すぎた。その結果、不良組織深さが5mm以上となり、板幅方向TDの両端部において、不良組織が過剰に発生した。 On the other hand, in test numbers 11 to 18, after the final rolling down of the rear end of the slab in the rough rolling process in the hot rolling process was completed, until the first rolling of the rear end of the rough bar was completed in the finishing rolling process. The intermediate time t1 was too long. As a result, the depth of the defective structure was 5 mm or more, and the defective structure was excessively generated at both ends in the sheet width direction TD.

また、試験番号1では、中間時間t1は150秒以下であったものの、[Si]/[C]値が式(1)の下限(=F1)未満であった。その結果、耳割れが確認された。 Further, in test number 1, although the intermediate time t1 was 150 seconds or less, the [Si]/[C] value was less than the lower limit (=F1) of formula (1). As a result, ear cracking was confirmed.

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 (3)

化学組成が、質量%で、
C:0.060~0.100%、
Si:3.00~4.00%、
Mn:0.01~0.30%、
S及び/又はSe:合計で0.010~0.050%、
sol.Al:0.01~0.05%、
N:0.002~0.015%、
Bi:0~0.0100%、
Sn:0~0.50%、
Cr:0~0.50%、
Cu:0~0.50%、及び、
残部がFe及び不純物からなるスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する熱間圧延工程と、
前記熱間圧延工程後の前記鋼板に対して1又は複数回の冷間圧延を実施する冷間圧延工程と、
1又は複数回の前記冷間圧延のうち、最終の前記冷間圧延前の前記鋼板に対して焼鈍処理を実施する最終冷間圧延前焼鈍工程と、
前記冷間圧延工程後の前記鋼板を800~950℃の脱炭焼鈍温度まで加熱し、前記脱炭焼鈍温度で前記鋼板を保持する脱炭焼鈍を実施する脱炭焼鈍工程と、
前記脱炭焼鈍工程後の前記鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する焼鈍分離剤塗布工程と、
前記焼鈍分離剤が塗布された前記鋼板に対して仕上げ焼鈍を実施する仕上げ焼鈍工程とを備え、
前記熱間圧延工程は、
前記スラブに対して、粗圧延を実施して、粗バーを製造する粗圧延工程と、
前記粗バーに対して仕上げ圧延を実施して、前記鋼板を製造する仕上げ圧延工程とを含み、
前記粗圧延工程では、
前記スラブに対して複数回の圧下を実施し、
前記粗圧延工程での累積圧下率を75%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下での圧下率を50%未満とし、
前記粗圧延工程の最終の圧下直後の前記粗バーの温度を1350℃以上とし、
前記粗圧延工程での前記スラブの後端に対する最終の圧下が完了した後、前記仕上げ圧延工程での前記粗バーの後端に対する最初の圧下が完了するまでの時間を中間時間t1と定義したとき、前記中間時間t1を150秒以下とし、かつ、式(1)を満たすようにし、
前記脱炭焼鈍工程では、
前記鋼板の温度が550℃から800℃になるまでの間、800℃/秒以上の平均昇温速度で前記鋼板を加熱する、
方向性電磁鋼板の製造方法。
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
ここで、式(1)中の[Bi]には前記スラブの前記化学組成中のBi含有量(質量%)を代入し、[Si]には前記スラブの前記化学組成中のSi含有量(質量%)を代入し、[C]には前記スラブの前記化学組成中のC含有量(質量%)を代入し、t1には前記中間時間t1(秒)を代入する。Biが含有されていない場合、[Bi]には0を代入する。
The chemical composition is in mass%,
C: 0.060-0.100%,
Si: 3.00-4.00%,
Mn: 0.01 to 0.30%,
S and/or Se: 0.010 to 0.050% in total,
sol. Al: 0.01-0.05%,
N: 0.002-0.015%,
Bi: 0 to 0.0100%,
Sn: 0 to 0.50%,
Cr: 0 to 0.50%,
Cu: 0 to 0.50%, and
A hot rolling process of manufacturing a steel plate by hot rolling a slab with the remainder consisting of Fe and impurities;
a cold rolling step of performing cold rolling one or more times on the steel plate after the hot rolling step;
A final pre-cold rolling annealing step in which the steel plate before the final cold rolling is annealed among the one or more cold rollings;
A decarburization annealing step in which the steel plate after the cold rolling step is heated to a decarburization annealing temperature of 800 to 950° C., and a decarburization annealing is performed in which the steel plate is held at the decarburization annealing temperature;
an annealing separator application step of applying an annealing separator to the surface of the steel plate after the decarburization annealing step;
and a finish annealing step of performing finish annealing on the steel plate coated with the annealing separator,
The hot rolling process includes:
a rough rolling step of performing rough rolling on the slab to produce a rough bar;
a finish rolling step of performing finish rolling on the rough bar to produce the steel plate,
In the rough rolling process,
Performing rolling reduction on the slab multiple times,
The cumulative reduction rate in the rough rolling step is less than 75%,
The rolling reduction ratio in the final rolling of the rough rolling step is less than 50%,
The temperature of the rough bar immediately after the final rolling of the rough rolling step is 1350 ° C. or higher,
When the time from the completion of the final rolling of the rear end of the slab in the rough rolling process to the completion of the first rolling of the rear end of the rough bar in the finishing rolling process is defined as intermediate time t1. , the intermediate time t1 is set to 150 seconds or less, and formula (1) is satisfied;
In the decarburization annealing step,
Heating the steel plate at an average temperature increase rate of 800°C/sec or more until the temperature of the steel plate increases from 550°C to 800°C.
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
-0.033t1+44+2000[Bi]≦[Si]/[C]≦-0.033t1+52+2000[Bi] (1)
Here, the Bi content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Bi] in formula (1), and the Si content (mass%) in the chemical composition of the slab is substituted for [Si]. % by mass), the C content (% by mass) in the chemical composition of the slab is substituted for [C], and the intermediate time t1 (seconds) is substituted for t1. If Bi is not contained, 0 is substituted for [Bi].
請求項1に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブの前記化学組成は、
Bi:0.0001~0.0100%、
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 chemical composition of the slab is
Bi: 0.0001-0.0100%,
containing,
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
請求項1又は請求項2に記載の方向性電磁鋼板の製造方法であって、
前記スラブの前記化学組成は、
Sn:0.01~0.50%、
Cr:0.01~0.50%、及び、
Cu:0.01~0.50%、
からなる群から選択される1種以上を含有する、
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 or 2, comprising:
The chemical composition of the slab is
Sn: 0.01-0.50%,
Cr: 0.01 to 0.50%, and
Cu: 0.01 to 0.50%,
Containing one or more selected from the group consisting of
A method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheets.
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