JP7159595B2 - Manufacturing method of grain-oriented electrical steel sheet - Google Patents
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Description
本発明は、方向性電磁鋼板の製造方法に関する。 TECHNICAL FIELD The present invention relates to a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet.
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 containing about 0.5 to 7% by mass of Si and having crystal orientations of {110}<001> orientation (Goss orientation). Grain-oriented electrical steel sheets are used as core materials for transformers and other electrical equipment as soft magnetic materials. 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。熱延鋼板を必要に応じて焼鈍する。熱延鋼板を必要に応じて酸洗する。酸洗後の熱延鋼板に対して、80%以上の累積の冷延率で1又は複数回の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。 A method for producing a grain-oriented electrical steel sheet is as follows. The slab is heated and hot rolled to produce a hot rolled steel sheet. The hot-rolled steel sheet is annealed as necessary. The hot-rolled steel sheet is pickled as necessary. The pickled hot-rolled steel sheet is cold-rolled one or more times at a cumulative cold-rolling rate of 80% or more to produce a cold-rolled steel sheet. The cold-rolled steel sheet is decarburized and annealed to develop primary recrystallization. After the decarburization annealing, the cold-rolled steel sheet is subjected to finish annealing to develop secondary recrystallization. A grain-oriented electrical steel sheet is manufactured by the above steps.
方向性電磁鋼板には、磁気特性が求められ、特に、優れた励磁特性及び鉄損特性が求められる。方向性電磁鋼板の励磁特性を示す指標として、たとえば、磁場の強さが800A/mにおける磁束密度であるB8が利用されている。また、方向性電磁鋼板の鉄損特性を示す指標として、たとえば、50Hzで1.7Tまで磁化させたときの単位質量あたりの鉄損であるW17/50が利用されている。 A grain-oriented electrical steel sheet is required to have magnetic properties, particularly excellent excitation properties and iron loss properties. B8, which is the magnetic flux density at a magnetic field strength of 800 A/m, is used as an index indicating the excitation characteristics of a grain-oriented electrical steel sheet. W 17/50 , which is the iron loss per unit mass when magnetized to 1.7 T at 50 Hz, is used as an index indicating the iron loss characteristics of a grain-oriented electrical steel sheet.
近年、方向性電磁鋼板の鉄損特性のさらなる改善への要求が高まっている。方向性電磁鋼板のさらなる低鉄損化により、発電機及び変圧器の効率が高まるからである。 In recent years, there has been an increasing demand for further improvements in iron loss properties of grain-oriented electrical steel sheets. This is because the efficiency of generators and transformers is increased by further reducing core loss of grain-oriented electrical steel sheets.
鉄損は、履歴損と渦電流損とからなる。履歴損は、方向性電磁鋼板の純度、内部ひずみ、結晶方位等に影響される。渦電流損は方向性電磁鋼板の電気抵抗、板厚、結晶粒度、磁区の大きさ、鋼板の表面に形成される被膜の張力等に影響される。 Iron loss consists of hysteresis loss and eddy current loss. Hysteresis loss is affected by the purity, internal strain, crystal orientation, and the like of the grain-oriented electrical steel sheet. The eddy current loss is affected by the electrical resistance, thickness, grain size, size of the magnetic domain, tension of the film formed on the surface of the steel sheet, and the like of the grain-oriented electrical steel sheet.
Si含有量を高めれば、鋼板の電気抵抗が高まるために、渦電流損が低減する。そのため、低鉄損化のためにSi含有量を高めることは有効と考えられる。Si含有量を高めた方向性電磁鋼板での鉄損特性を改善する技術が、特開2001-192733号公報(特許文献1)及び特開平5-345921号公報(特許文献2)に提案されている。 If the Si content is increased, the electrical resistance of the steel sheet increases, thereby reducing the eddy current loss. Therefore, it is considered effective to increase the Si content in order to reduce iron loss. Techniques for improving iron loss characteristics in grain-oriented electrical steel sheets with an increased Si content have been proposed in Japanese Patent Application Laid-Open Nos. 2001-192733 (Patent Document 1) and 5-345921 (Patent Document 2). there is
特許文献1に開示された一方向性電磁鋼板の製造方法では、質量%で、Si:3.0~3.8%、Mn:0.03~0.45%、S、Se:単独又は複合で0.15%以下、酸可溶性Al:0.015~0.035%、及び、N:0.0035~0.012%を含有する電磁鋼スラブを、1250℃以下の温度に加熱した後熱間圧延し、熱延板焼鈍を行い、冷間圧延により最終板厚とし、次いで、脱炭焼鈍、窒化処理、仕上げ焼鈍をする。そして、熱延板の板厚をtA(mm)、最終冷間圧延板の板厚をtC(mm)とするとき、tA/tCを、Si含有量(Si(%))に応じて、3.57-0.43×Si(%)≦ln(tA/tC)≦4.58-0.64×Si(%)の範囲内に制御する。特許文献1では、冷延率(tA/tC)を上記式の範囲内で調整することにより、一次再結晶におけるゴス方位を効果的に増加させることにより、二次再結晶においてゴス方位集積度を高めることができ、その結果、Si含有量に応じた鉄損特性を得ることができる、と記載されている。 In the method for producing a grain-oriented electrical steel sheet disclosed in Patent Document 1, in mass %, Si: 3.0 to 3.8%, Mn: 0.03 to 0.45%, S, Se: single or combined After heating an electrical steel slab containing 0.15% or less, acid-soluble Al: 0.015 to 0.035%, and N: 0.0035 to 0.012% to a temperature of 1250 ° C. or less After rolling, hot-rolled sheet annealing, cold rolling to obtain the final sheet thickness, decarburization annealing, nitriding treatment, and finish annealing are then performed. Then, when the thickness of the hot-rolled sheet is tA (mm) and the thickness of the final cold-rolled sheet is tC (mm), tA/tC is 3 according to the Si content (Si (%)). .57−0.43×Si(%)≦ln(tA/tC)≦4.58−0.64×Si(%). In Patent Document 1, by adjusting the cold rolling rate (tA/tC) within the range of the above formula, the Goss orientation in the primary recrystallization is effectively increased, thereby increasing the Goss orientation density in the secondary recrystallization. It is described that it is possible to increase the Si content, and as a result, it is possible to obtain iron loss characteristics according to the Si content.
特許文献2に開示された一方向性電磁鋼板の製造方法では、質量%で、C:0.090%以下、Si:2.5~4.5%、Mn:0.03~0.15%、S:0.010~0.050%、酸可溶性Al:0.010~0.050%、N:0.0045~0.012%、Sn:0.03~0.5%、Cu:0.02~0.3%、Ni:0.05~1.0%を含有し、残部Fe及び不可避不純物からなる電磁鋼スラブを1250℃以上に加熱した後熱延し、析出焼鈍をし、最終冷延率80%以上の冷延と脱炭焼鈍、仕上焼鈍を施す。特許文献2では、Si含有量が高い方向性電磁鋼板の化学組成にさらに、Niを含有することにより、磁気特性(磁束密度及び鉄損)が高まる、と記載されている。 In the method for producing a grain-oriented electrical steel sheet disclosed in Patent Document 2, in mass%, C: 0.090% or less, Si: 2.5 to 4.5%, Mn: 0.03 to 0.15% , S: 0.010 to 0.050%, acid-soluble Al: 0.010 to 0.050%, N: 0.0045 to 0.012%, Sn: 0.03 to 0.5%, Cu: 0 An electrical steel slab containing 0.02 to 0.3% Ni, 0.05 to 1.0% Ni, and the balance being Fe and unavoidable impurities is heated to 1250 ° C. or higher, hot rolled, precipitation annealed, and finally Cold rolling with a cold rolling rate of 80% or more, decarburization annealing, and finish annealing are applied. Patent Document 2 describes that magnetic properties (magnetic flux density and iron loss) are enhanced by further containing Ni in the chemical composition of grain-oriented electrical steel sheets with a high Si content.
また、特開平1-290716号公報(特許文献3)では、特許文献1及び特許文献2とは異なる方法により電磁鋼板の鉄損を低減する方法を提案する。具体的には、特許文献3では、脱炭焼鈍において、鋼板を100℃/秒以上の加熱速度で675℃以上に加熱する。特許文献3では、脱炭焼鈍時において100℃/秒以上の急速加熱を実施することにより、鉄損が低減すると記載されている。そして、実施例では、Si含有量が2.96%であって、板厚が0.25mmの鋼板を1140~555℃/秒の昇温速度で加熱した後、脱炭焼鈍を実施した例が開示されている。 Japanese Patent Laying-Open No. 1-290716 (Patent Document 3) proposes a method for reducing the iron loss of an electrical steel sheet by a method different from that of Patent Documents 1 and 2. Specifically, in Patent Document 3, in decarburization annealing, a steel sheet is heated to 675° C. or higher at a heating rate of 100° C./sec or higher. Patent Document 3 describes that iron loss is reduced by performing rapid heating at 100° C./second or more during decarburization annealing. In the examples, a steel sheet having a Si content of 2.96% and a thickness of 0.25 mm was heated at a temperature rising rate of 1140 to 555° C./sec, and then decarburized and annealed. disclosed.
ところで、方向性電磁鋼板の鉄損を低減する方法の一つとして、鋼板を薄手化して、渦電流損を低減する方法がある。最近では、方向性電磁鋼板のさらなる薄手化が検討されており、具体的には、板厚が0.22mm以下の極薄手の方向性電磁鋼板が検討されている。 By the way, as one of the methods for reducing the iron loss of the grain-oriented electrical steel sheet, there is a method of reducing the thickness of the steel sheet to reduce the eddy current loss. Recently, further thinning of grain-oriented electrical steel sheets has been studied, and specifically, ultra-thin grain-oriented electrical steel sheets having a thickness of 0.22 mm or less have been studied.
鋼板の薄手化の方法としては、冷間圧延工程において鋼板を薄手化する方法がある。上述のとおり、方向性電磁鋼板の製造工程中の冷間圧延工程では、1又は複数回の冷間圧延が実施される。 As a method of thinning a steel sheet, there is a method of thinning the steel sheet in a cold rolling process. As described above, cold rolling is performed one or more times in the cold rolling process during the manufacturing process of the grain-oriented electrical steel sheet.
しかしながら、冷間圧延工程において鋼板を薄手化する場合、最終の冷間圧延での冷延率が高くなれば、一次再結晶のゴス方位粒が減少し、その結果、方向性電磁鋼板の磁気特性が低くなる場合がある。これを回避するために、冷間圧延工程において冷間圧延を複数回実施して、最終の冷間圧延の冷延率を抑えることが考えられる。この場合、鋼板の薄手化を図りつつ、磁気特性も確保することができる。 However, when the steel sheet is thinned in the cold rolling process, if the cold rolling reduction in the final cold rolling is increased, the Goss grains of the primary recrystallization are reduced, and as a result, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet are reduced. may be lower. In order to avoid this, it is conceivable to perform cold rolling a plurality of times in the cold rolling process to suppress the cold rolling rate of the final cold rolling. In this case, the magnetic properties can be ensured while reducing the thickness of the steel sheet.
しかしながら、冷間圧延工程において冷間圧延を複数回実施すれば、生産性が低下してしまう。鉄損の低減を目的として、鋼板の薄手化を図った場合であっても、生産性の低下が抑制できる方が好ましい。 However, if cold rolling is performed multiple times in the cold rolling process, the productivity will decrease. Even when the thickness of the steel sheet is reduced for the purpose of reducing iron loss, it is preferable to be able to suppress the decrease in productivity.
本開示の目的は、板厚が0.17~0.22mmの極薄手であって、磁気特性に優れた方向性電磁鋼板の生産性を高めることが可能な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 producing a grain-oriented electrical steel sheet that is extremely thin with a thickness of 0.17 to 0.22 mm and that can increase the productivity of a grain-oriented electrical steel sheet that has excellent magnetic properties. It is to be.
本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、熱間圧延工程と、冷間圧延前焼鈍工程と、冷間圧延工程と、脱炭焼鈍工程と、焼鈍分離剤塗布工程と、仕上げ焼鈍工程とを備える。
熱間圧延工程では、化学組成が質量%で、C:0.020~0.100%、Si:3.20~3.70%、Mn:0.010~0.300%、S及び/又はSe:合計で0.001~0.050%、sol.Al:0.020~0.028%、N:0.002~0.015%、Sn:0~0.500%、Cr:0~0.500%、Cu:0~0.500%、及び、残部:Fe及び不純物、からなり、冷間圧延工程後の鋼板の板厚をD(mm)と定義したとき、式(1)及び式(2)を満たすスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する。
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol.Al≦0.04×D+0.0192 (2)
ここで、式(1)及び式(2)中の元素記号には、スラブの化学組成における対応する元素の含有量(質量%)が代入される。
冷間圧延前焼鈍工程では、熱間圧延工程後の鋼板に対して焼鈍処理を実施する。
冷間圧延工程では、冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、途中で焼鈍処理を実施することなく89.0~93.0%の冷延率で冷間圧延を実施して、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板を製造する。
脱炭焼鈍工程では、昇温工程と脱炭工程とを含む。昇温工程では、冷間圧延工程後の鋼板を脱炭焼鈍温度まで加熱し、鋼板の温度が少なくとも500~700℃になるまでの間、800~2400℃/秒の平均昇温速度で鋼板を加熱する。脱炭工程では、800~950℃の脱炭焼鈍温度で鋼板を保持して脱炭焼鈍を実施する。
焼鈍分離剤塗布工程では、脱炭焼鈍工程後の鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する。
仕上げ焼鈍工程では、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。
A method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure includes a hot rolling process, a pre-cold rolling annealing process, a cold rolling process, a decarburization annealing process, an annealing separator application process, and a finish annealing process. Prepare.
In the hot rolling process, the chemical composition is mass%, C: 0.020 to 0.100%, Si: 3.20 to 3.70%, Mn: 0.010 to 0.300%, S and / or Se: 0.001 to 0.050% in total, sol. Al: 0.020 to 0.028%, N: 0.002 to 0.015%, Sn: 0 to 0.500%, Cr: 0 to 0.500%, Cu: 0 to 0.500%, and , the remainder: Fe and impurities, and when the thickness of the steel sheet after the cold rolling process is defined as D (mm), the slab that satisfies the formulas (1) and (2) is subjected to hot rolling. to produce steel sheets.
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol. Al≦0.04×D+0.0192 (2)
Here, the content (% by mass) of the corresponding element in the chemical composition of the slab is substituted for the element symbol in formulas (1) and (2).
In the pre-cold-rolling annealing step, the steel sheet after the hot-rolling step is annealed.
In the cold-rolling process, the steel sheet after the pre-cold-rolling annealing process is cold-rolled at a cold-rolling rate of 89.0 to 93.0% without performing annealing treatment in the middle. A steel plate having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm is produced.
The decarburization annealing step includes a temperature raising step and a decarburization step. In the temperature raising step, the steel plate after the cold rolling step is heated to the decarburization annealing temperature, and the steel plate is heated at an average temperature raising rate of 800 to 2400 ° C./sec until the temperature of the steel plate reaches at least 500 to 700 ° C. heat up. In the decarburization step, decarburization annealing is performed while holding the steel sheet at a decarburization annealing temperature of 800 to 950°C.
In the annealing separator application step, an annealing separator is applied to the surface of the steel sheet after the decarburization annealing step.
In the finish annealing step, finish annealing is performed on the steel sheet to which the annealing separator is applied.
本開示による方向性電磁鋼板の製造方法は、板厚が0.17~0.22mmの極薄手であって、磁気特性に優れた方向性電磁鋼板の生産性を高めることができる。 The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present disclosure can increase the productivity of a grain-oriented electrical steel sheet that is extremely thin with a thickness of 0.17 to 0.22 mm and has excellent magnetic properties.
板厚が0.17~0.22mmの極薄手の方向性電磁鋼板の製造工程において、冷間圧延を複数回実施すれば、生産性が低下する。そこで、本発明者らは、板厚が0.17~0.22mmの極薄手の方向性電磁鋼板の製造工程中の冷間圧延工程では、冷間圧延を複数回実施せず、冷間圧延を1回のみ実施することにより、生産性を高めることを考えた。 In the process of manufacturing an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.17 to 0.22 mm, if cold rolling is performed multiple times, the productivity will decrease. Therefore, the present inventors did not perform cold rolling multiple times in the cold rolling process in the manufacturing process of ultra-thin grain-oriented electrical steel sheets with a thickness of 0.17 to 0.22 mm. was considered to improve productivity by performing only once.
ここで、「冷間圧延を1回実施する」とは、冷間圧延の途中で焼鈍処理を実施せずに、冷間圧延工程での鋼板の圧延を完了することを意味する。たとえば、リバース式の圧延機を用いて、複数回のパスにて冷間圧延を実施する場合、冷間圧延のパスとパスとの間に焼鈍処理を挟まずに1回又は複数回パスの冷間圧延を実施した場合は、「冷間圧延を1回実施する」に相当する。なお、たとえば、複数回パスの冷間圧延の途中で焼鈍処理を1回実施した場合、「冷間圧延を2回実施する」に相当する。ここで、「パス」とは、鋼板に圧延スタンドを通過させて鋼板に圧下を与えることを意味し、1回のパスとは、鋼板に圧延スタンドを1回通過させて鋼板に圧下を与えることを意味する。 Here, "performing cold rolling once" means that the rolling of the steel sheet in the cold rolling process is completed without performing the annealing treatment during the cold rolling. For example, when cold rolling is performed in a plurality of passes using a reverse rolling mill, one or more passes of cold rolling are performed without interposing an annealing treatment between cold rolling passes. When cold rolling is performed, it corresponds to "performing cold rolling once". Note that, for example, when the annealing treatment is performed once during the cold rolling of multiple passes, it corresponds to "performing the cold rolling twice". Here, the "pass" means that the steel plate is passed through a rolling stand to give a reduction to the steel plate, and one pass means that the steel plate is passed through the rolling stand once to give a reduction to the steel plate. means
そこで、冷間圧延を1回のみ実施することにより製造される極薄手の方向性電磁鋼板の磁気特性を高める方法を検討した。その結果、本発明者らは、Si含有量を3.20%以上と高くしつつ、Al含有量を0.028%以下と低くすることにより、極薄手の方向性電磁鋼板において、十分な磁気特性が得られる可能性があると考えた。具体的には、化学組成が質量%でC:0.020~0.100%、Si:3.20~3.70%、Mn:0.010~0.300%、S及び/又はSe:合計で0.001~0.050%、sol.Al:0.020~0.028%、N:0.002~0.015%、Sn:0~0.500%、Cr:0~0.500%、Cu:0~0.500%、及び、残部:Fe及び不純物からなるスラブを用いれば、板厚を0.17~0.22mmと極薄手化しても、優れた磁気特性が得られる可能性があると考えた。 Therefore, a method for enhancing the magnetic properties of an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet manufactured by cold rolling only once was investigated. As a result, the present inventors found that by increasing the Si content to 3.20% or more and reducing the Al content to 0.028% or less, an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet has sufficient magnetic properties. I thought I could get the properties. Specifically, the chemical composition is mass% C: 0.020 to 0.100%, Si: 3.20 to 3.70%, Mn: 0.010 to 0.300%, S and / or Se: 0.001 to 0.050% in total, sol. Al: 0.020 to 0.028%, N: 0.002 to 0.015%, Sn: 0 to 0.500%, Cr: 0 to 0.500%, Cu: 0 to 0.500%, and , and the balance: Fe and impurities.
しかしながら、冷間圧延を1回のみ実施して製造される極薄手の方向性電磁鋼板において、Si含有量を3.20~3.70%と高めれば、磁気特性が低下してしまうことが分かった。そこで、本発明者らは、磁気特性が低下する原因について検討した。その結果、次の理由により磁気特性が低下すると考えた。 However, it has been found that if the Si content is increased to 3.20 to 3.70% in an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet that is manufactured by performing cold rolling only once, the magnetic properties deteriorate. rice field. Accordingly, the inventors have investigated the cause of the deterioration of the magnetic properties. As a result, it was thought that the magnetic properties would deteriorate for the following reasons.
Si含有量を3.20%以上と高めた場合、熱間圧延中の鋼板においてフェライト比率が増大する。この場合、熱間圧延時において鋼板中心部で圧延安定方位であるαファイバー方位群が発達する。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。本実施形態では、冷間圧延を1回のみ実施する。この場合、熱間圧延工程で生成したαファイバー方位群は、冷間圧延工程後の鋼板にも残存しやすい。このαファイバー方位群が一次再結晶組織を劣化させ、その結果、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が抑制される。そのため、ゴス方位への集積度が低下して、磁気特性が低下すると考えられる。 When the Si content is increased to 3.20% or more, the ferrite ratio increases in the steel sheet during hot rolling. In this case, during hot rolling, an α-fiber orientation group, which is a rolling stable orientation, develops at the center of the steel sheet. The α-fiber orientation group means a crystal grain group in which the <110> axis of the crystal is along the rolling direction. In this embodiment, cold rolling is performed only once. In this case, the α-fiber orientation group generated in the hot rolling process tends to remain even in the steel sheet after the cold rolling process. This α-fiber orientation group deteriorates the primary recrystallized structure, and as a result, selective growth of Goss orientation is suppressed during secondary recrystallization in the final annealing step. Therefore, it is considered that the degree of integration in the Goss orientation decreases, and the magnetic properties decrease.
そこで、冷間圧延を1回のみ実施して製造される極薄手の方向性電磁鋼板において、Si含有量を3.20~3.70%と高めても、ゴス方位への集積度の低下を抑える方法について本発明者らは検討した。その結果、次の知見を得た。 Therefore, even if the Si content is increased to 3.20 to 3.70% in ultra-thin grain-oriented electrical steel sheets manufactured by performing cold rolling only once, the degree of integration in the Goss orientation does not decrease. The inventors have studied how to suppress this. As a result, the following findings were obtained.
方向性電磁鋼板の製造工程中の、脱炭焼鈍工程の昇温工程において、500~700℃の温度域での平均昇温速度RR500-700を800~2400℃/秒とする。この場合、一次再結晶組織が改善され、方向性電磁鋼板のゴス方位の集積度が高まり、磁気特性が高まる。 In the heating step of the decarburization annealing step in the manufacturing process of the grain-oriented electrical steel sheet, the average heating rate RR 500-700 in the temperature range of 500-700° C. is set to 800-2400° C./sec. In this case, the primary recrystallized structure is improved, the density of the Goss orientation of the grain-oriented electrical steel sheet is increased, and the magnetic properties are enhanced.
この理由は定かではないが、次の理由が考えられる。500~700℃の温度域で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(一次再結晶)の形態を変化させ、αファイバー方位群からゴス方位とΣ9の対応方位関係にある{411}<148>の結晶方位粒の生成を増加させる。ここで、Σ9対応方位粒とは、{411}<148>や{111}<112>等に代表される方位結晶粒であって、二次再結晶時において、ゴス方位の選択成長性を高める結晶粒である。Σ9対応方位粒が増加することにより、二次再結晶においてゴス方位の集積度が高まり、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 clear, the following reasons are conceivable. By increasing the heating rate in the temperature range of 500 to 700 ° C., in the primary recrystallization, the form of recrystallization (primary recrystallization) from the α-fiber orientation group is changed, and the α-fiber orientation group is changed to the Goss orientation. It increases the production of {411}<148> grains with the corresponding orientation relationship of Σ9. Here, the Σ9 corresponding orientation grains are orientation crystal grains represented by {411} <148>, {111} <112>, etc., which enhance the selective growth of the Goss orientation during secondary recrystallization. grains. It is considered that the increase in grains corresponding to the Σ9 orientation increases the degree of integration of the Goss orientation in the secondary recrystallization, resulting in excellent magnetic properties.
しかしながら、脱炭焼鈍工程での500~700℃での昇温速度を800℃以上としても、冷間圧延を1回のみ実施して製造される上述の化学組成の極薄手の方向性電磁鋼板において、依然として磁気特性が低い場合があることが分かった。そこで、本発明者らはさらに検討を行った。その結果、冷間圧延を1回のみ実施して製造される上述の化学組成の極薄手の方向性電磁鋼板の場合、板厚が薄いため、板厚とSi含有量とAl含有量との関係が、磁気特性に影響を与えることが分かった。そこで、さらなる検討をした結果、上述の化学組成の極薄手の方向性電磁鋼板の製造においてはさらに、次の式(1)及び式(2)を満たせば、優れた磁気特性を有する極薄手の方向性電磁鋼板を1回の冷間圧延で製造できることが分かった。
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol.Al≦0.04×D+0.0192 (2)
ここで、式(1)及び式(2)中の元素記号には、スラブの化学組成における対応する元素の含有量(質量%)が代入される。Dは、冷間圧延工程後の鋼板(つまり、冷延鋼板)の板厚(mm)である。
However, even if the temperature rise rate from 500 to 700 ° C. in the decarburization annealing process is 800 ° C. or more, in the ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with the above chemical composition manufactured by cold rolling only once , it was found that the magnetic properties may still be low. Therefore, the present inventors conducted further studies. As a result, in the case of the ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with the chemical composition described above, which is manufactured by performing cold rolling only once, the sheet thickness is thin, so the relationship between the sheet thickness, the Si content, and the Al content was found to affect the magnetic properties. Therefore, as a result of further investigation, in the production of the ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with the chemical composition described above, if the following formulas (1) and (2) are further satisfied, the ultra-thin grain having excellent magnetic properties It was found that a grain-oriented electrical steel sheet can be produced by one cold rolling.
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol. Al≦0.04×D+0.0192 (2)
Here, the content (% by mass) of the corresponding element in the chemical composition of the slab is substituted for the element symbol in formulas (1) and (2). D is the plate thickness (mm) of the steel plate after the cold rolling process (that is, the cold-rolled steel plate).
以上の知見により完成した本実施形態の方向性電磁鋼板の製造方法は、熱間圧延工程と、冷間圧延前焼鈍工程と、冷間圧延工程と、脱炭焼鈍工程と、焼鈍分離剤塗布工程と、仕上げ焼鈍工程とを備える。
熱間圧延工程では、化学組成が質量%で、C:0.020~0.100%、Si:3.20~3.70%、Mn:0.010~0.300%、S及び/又はSe:合計で0.001~0.050%、sol.Al:0.020~0.028%、N:0.002~0.015%、Sn:0~0.500%、Cr:0~0.500%、Cu:0~0.500%、及び、残部:Fe及び不純物、からなり、冷間圧延工程後の鋼板の板厚をD(mm)と定義したとき、式(1)及び式(2)を満たすスラブに対して熱間圧延を実施して鋼板を製造する。
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol.Al≦0.04×D+0.0192 (2)
ここで、式(1)及び式(2)中の元素記号には、スラブの化学組成における対応する元素の含有量(質量%)が代入される。
冷間圧延前焼鈍工程では、熱間圧延工程後の鋼板に対して焼鈍処理を実施する。
冷間圧延工程では、冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、途中で焼鈍処理を実施することなく89.0~93.0%の冷延率で冷間圧延を実施して、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板を製造する。
脱炭焼鈍工程では、昇温工程と脱炭工程とを含む。昇温工程では、冷間圧延工程後の鋼板を脱炭焼鈍温度まで加熱し、鋼板の温度が少なくとも500~700℃になるまでの間、800~2400℃/秒の平均昇温速度で鋼板を加熱する。脱炭工程では、800~950℃の脱炭焼鈍温度で鋼板を保持して脱炭焼鈍を実施する。
焼鈍分離剤塗布工程では、脱炭焼鈍工程後の鋼板の表面に焼鈍分離剤を塗布する。
仕上げ焼鈍工程では、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。
The method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment completed based on the above findings includes a hot rolling process, an annealing process before cold rolling, a cold rolling process, a decarburizing annealing process, and an annealing separator application process. and a finish annealing step.
In the hot rolling process, the chemical composition is mass%, C: 0.020 to 0.100%, Si: 3.20 to 3.70%, Mn: 0.010 to 0.300%, S and / or Se: 0.001 to 0.050% in total, sol. Al: 0.020 to 0.028%, N: 0.002 to 0.015%, Sn: 0 to 0.500%, Cr: 0 to 0.500%, Cu: 0 to 0.500%, and , the remainder: Fe and impurities, and when the thickness of the steel sheet after the cold rolling process is defined as D (mm), the slab that satisfies the formulas (1) and (2) is subjected to hot rolling. to produce steel sheets.
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol. Al≦0.04×D+0.0192 (2)
Here, the content (% by mass) of the corresponding element in the chemical composition of the slab is substituted for the element symbol in formulas (1) and (2).
In the pre-cold-rolling annealing step, the steel sheet after the hot-rolling step is annealed.
In the cold-rolling process, the steel sheet after the pre-cold-rolling annealing process is cold-rolled at a cold-rolling rate of 89.0 to 93.0% without performing annealing treatment in the middle. A steel plate having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm is produced.
The decarburization annealing step includes a temperature raising step and a decarburization step. In the temperature raising step, the steel plate after the cold rolling step is heated to the decarburization annealing temperature, and the steel plate is heated at an average temperature raising rate of 800 to 2400 ° C./sec until the temperature of the steel plate reaches at least 500 to 700 ° C. heat up. In the decarburization step, decarburization annealing is performed while holding the steel sheet at a decarburization annealing temperature of 800 to 950°C.
In the annealing separator application step, an annealing separator is applied to the surface of the steel sheet after the decarburization annealing step.
In the finish annealing step, finish annealing is performed on the steel sheet to which the annealing separator is applied.
上記スラブの化学組成は、Sn:0.005~0.500%、Cr:0.010~0.500%、及び、Cu:0.010~0.500%、からなる群から選択される1種以上を含有してもよい。 The chemical composition of the slab is selected from the group consisting of Sn: 0.005 to 0.500%, Cr: 0.010 to 0.500%, and Cu: 0.010 to 0.500%1 It may contain more than one seed.
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 this embodiment will be described in detail. In addition, in this specification, % regarding the content of an element means mass %, unless otherwise specified.
[製造工程フロー]
図1は、本実施形態による方向性電磁鋼板の製造方法のフロー図である。図1を参照して、本製造方法は、スラブに対して熱間圧延を実施する熱間圧延工程(S1)と、熱間圧延後の鋼板(熱延鋼板)に対して焼鈍処理を実施する冷間圧延前焼鈍工程(S2)と、冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して1回の冷間圧延を実施する冷間圧延工程(S3)と、冷間圧延工程後の鋼板(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、脱酸焼鈍工程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. 1 is a flowchart of a method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to this embodiment. Referring to FIG. 1, this manufacturing method includes a hot rolling step (S1) of hot rolling a slab, and an annealing treatment of a steel plate (hot rolled steel plate) after hot rolling. A pre-cold rolling annealing step (S2), a cold rolling step (S3) in which the steel plate after the pre-cold rolling annealing step is cold rolled once, and a steel plate after the cold rolling step (cold A decarburization annealing step (S4) for decarburizing and annealing the rolled steel sheet), an annealing separator application step (S5) for applying an annealing separator to the surface of the steel sheet after the deoxidizing annealing step, and an annealing separator and a finish annealing step (S6) of performing finish annealing on the steel plate to which is applied. Each step S1 to S6 will be described below.
[熱間圧延工程(S1)]
熱間圧延工程(S1)は、準備されたスラブに対して熱間圧延を実施して熱延鋼板を製造する。スラブの化学組成は、次の元素を含有する。
[Hot rolling step (S1)]
In the hot rolling step (S1), the prepared slab is hot rolled to manufacture a hot rolled steel sheet. 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:0.020~0.100%
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。しかしながら、C含有量が0.020%未満であれば、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、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0.020~0.100%である。C含有量の好ましい下限は0.030%であり、さらに好ましくは0.040%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: 0.020-0.100%
Carbon (C) is effective for structure control during the manufacturing process until the decarburization annealing process is completed. However, if the C content is less than 0.020%, the above effect cannot be sufficiently obtained. On the other hand, if the C content exceeds 0.100%, decarburization becomes insufficient and magnetic aging occurs even if the decarburization annealing step described later is performed. In this case, sufficient iron loss characteristics cannot be obtained. Therefore, the C content is 0.020-0.100%. A preferred lower limit for the C content is 0.030%, more preferably 0.040%. A preferable upper limit of the C content is 0.090%, more preferably 0.080%.
Si:3.20~3.70%
シリコン(Si)は、板厚が0.17~0.22mmの極薄手の方向性電磁鋼板の電気抵抗を高めて、鉄損のうちの渦電流損を低減する。Si含有量が3.20%未満であれば、上記効果が十分に得られない。一方、Si含有量が3.70%を超えれば、鋼の冷間加工性が低下する。したがって、Si含有量は3.20~3.70%である。Si含有量の好ましい下限は3.25%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3.65%であり、さらに好ましくは3.60%である。
Si: 3.20-3.70%
Silicon (Si) increases the electrical resistance of an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.17 to 0.22 mm, and reduces eddy current loss among core losses. If the Si content is less than 3.20%, the above effect cannot be sufficiently obtained. On the other hand, if the Si content exceeds 3.70%, the cold workability of the steel deteriorates. Therefore, the Si content is 3.20-3.70%. A preferred lower limit for the Si content is 3.25%, more preferably 3.30%. A preferable upper limit of the Si content is 3.65%, more preferably 3.60%.
Mn:0.010~0.300%
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、冷間圧延前焼鈍工程において、S及び/又はSeと結合して微細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、冷間圧延前焼鈍工程において、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。Mn含有量が0.010%未満であれば、十分な量の微細MnS及び微細MnSeが析出しない。一方、Mn含有量が0.300%を超えれば、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0.010~0.300%である。Mn含有量の好ましい下限は0.020%であり、さらに好ましくは0.030%である。Mn含有量の好ましい上限は0.200%であり、さらに好ましくは0.150%である。
Mn: 0.010-0.300%
Manganese (Mn) increases the specific resistance of grain-oriented electrical steel sheets to reduce core loss. Mn further enhances 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 pre-cold rolling annealing step. Fine MnS and fine MnSe serve as precipitation nuclei for fine AlN that is utilized as an inhibitor. Therefore, in the pre-cold-rolling annealing step, if the amounts of fine MnS and fine MnSe precipitated are large, a sufficient amount of fine AlN can be obtained. If the Mn content is less than 0.010%, a sufficient amount of fine MnS and fine MnSe will not precipitate. On the other hand, if the Mn content exceeds 0.300%, the magnetic flux density of the grain-oriented electrical steel sheet decreases. Therefore, the Mn content is 0.010-0.300%. A preferred lower limit for the Mn content is 0.020%, more preferably 0.030%. A preferable upper limit of the Mn content is 0.200%, more preferably 0.150%.
S及び/又はSe:合計で0.001~0.050%
硫黄(S)及びセレン(Se)は、製造工程中において、Mnと結合して、上述の微細MnS及び/又は微細MnSeを形成する。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、冷間圧延前焼鈍工程において、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0.001%未満であれば、十分な量の微細MnS及び微細MnSeが得られない。一方、S及び/又はSeの合計含有量が0.050%を超えれば、仕上げ焼鈍工程後の鋼板中においても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0.001~0.050%である。S及び/又はSeの合計含有量の好ましい下限は0.005%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: 0.001 to 0.050% in total
Sulfur (S) and selenium (Se) combine with Mn during the manufacturing process to form fine MnS and/or fine MnSe described above. Fine MnS and fine MnSe serve as precipitation nuclei for fine AlN that is utilized as an inhibitor. Therefore, in the pre-cold-rolling annealing step, if the amounts of fine MnS and fine MnSe precipitated are large, a sufficient amount of fine AlN can be obtained. If the total content of S and/or Se is less than 0.001%, sufficient amounts of fine MnS and fine MnSe cannot be obtained. On the other hand, if the total content of S and/or Se exceeds 0.050%, MnS and/or MnSe may remain even in the steel sheet after the finish annealing process. In this case, the magnetic properties are degraded. Therefore, the total content of S and/or Se is 0.001-0.050%. A preferred lower limit for the total content of S and/or Se is 0.005%. A preferable upper limit of the total content of S and/or Se is 0.040%, more preferably 0.030%.
sol.Al:0.020~0.028%
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0.020%未満であれば、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板を1回の冷間圧延で製造する場合において、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0.028%を超えれば、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板を1回の冷間圧延で製造する場合において、微細なAlNが少なくなり(つまり、粗大なAlNが多くなり)、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板を1回の冷間圧延で製造する場合におけるAlNのインヒビター強度が低下する。したがって、sol.Al含有量は0.020~0.028%である。sol.Al含有量の好ましい下限は0.021%であり、さらに好ましくは0.022%である。sol.Al含有量の好ましい上限は0.027%であり、さらに好ましくは0.026%である。なお、本明細書において、sol.Alは酸可溶Alを意味する。したがって、sol.Al含有量は、酸可溶Alの含有量である。
sol. Al: 0.020-0.028%
Aluminum (Al) combines with N to form AlN and functions as an inhibitor during the manufacturing process of the grain-oriented electrical steel sheet. sol. If the Al content is less than 0.020%, a sufficient amount of AlN that functions as an inhibitor can be obtained when a steel sheet having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm is produced by one cold rolling. can't On the other hand, sol. If the Al content exceeds 0.028%, fine AlN decreases when a steel sheet having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm is produced by one cold rolling (that is, coarse AlN increases), and the inhibitor strength of AlN decreases when a steel sheet having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm is produced by one cold rolling. Therefore, sol. The Al content is 0.020-0.028%. sol. A preferable lower limit of the Al content is 0.021%, more preferably 0.022%. sol. A preferable upper limit of the Al content is 0.027%, more preferably 0.026%. In this specification, sol. Al means acid-soluble Al. Therefore, sol. The Al content is 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、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0.0010%である。
N: 0.002-0.015%
Nitrogen (N) combines with Al to form AlN and functions as an inhibitor during the manufacturing process of the grain-oriented electrical steel sheet. In order to reduce the N content to less than 0.002%, excessive refining is required in the steelmaking process, which increases production costs. Therefore, the lower limit of the N content is 0.002%. On the other hand, if the N content in the steel material exceeds 0.015%, a large number of blisters (voids) are likely to form in the steel sheet during cold rolling. Therefore, the N content is 0.002-0.015%. A preferable lower limit of the N content is 0.004%, more preferably 0.006%. A preferable upper limit of the N content is 0.012%, more preferably 0.0010%.
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 balance of the chemical composition of the slab according to this embodiment consists of Fe and impurities. Here, impurities are those that are mixed from ore, scrap, or the manufacturing environment as raw materials when slabs, which are materials of grain-oriented electrical steel sheets, are industrially manufactured. It means a permissible 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、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 element in chemical composition of slab]
The chemical composition of the slab described above may contain one or more selected from the group consisting of Sn, Cr and Cu in place of part of Fe.
Sn:0~0.500%
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、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。しかしながら、Sn含有量が0.500%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0~0.500%である。Sn含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.005%であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.020%である。Sn含有量の好ましい上限は0.300%であり、さらに好ましくは0.200%である。
Sn: 0-0.500%
Tin (Sn) is an optional element and may not be contained. That is, the Sn content may be 0%. When included, Sn improves the properties of the oxide layer formed during the decarburization annealing process, and also improves the properties of the primary coating formed using this oxide layer during the final annealing process. Further, Sn stabilizes the formation of the oxide layer and the primary coating, thereby improving the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet and suppressing variations in the magnetic properties. Sn is also a grain boundary segregation element and stabilizes secondary recrystallization. However, if the Sn content exceeds 0.500%, the surface of the steel sheet becomes difficult to oxidize, and the formation of the primary coating may become insufficient. Therefore, the Sn content is 0-0.500%. The lower limit of the Sn content is preferably over 0%, more preferably 0.005%, still more preferably 0.010%, still more preferably 0.020%. A preferable upper limit of the Sn content is 0.300%, more preferably 0.200%.
Cr:0~0.500%
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。しかしながら、Cr含有量が0.500%を超えれば、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0~0.500%である。Cr含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.020%である。Cr含有量の好ましい上限は0.200%であり、さらに好ましくは0.150%である。
Cr: 0-0.500%
Chromium (Cr) is an optional element and may not be contained. That is, the Cr content may be 0%. When included, Cr improves the properties of the oxide layer formed during the decarburization annealing process, and also improves the properties of the primary coating formed using this oxide layer during the final annealing process. Furthermore, Cr stabilizes the formation of the oxide layer and the primary coating, thereby improving the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet and suppressing variations in the magnetic properties. However, if the Cr content exceeds 0.500%, the formation of the primary coating may become unstable. Therefore, the Cr content is 0-0.500%. A preferable lower limit of the Cr content is more than 0%, more preferably 0.010%, still more preferably 0.020%. A preferable upper limit of the Cr content is 0.200%, more preferably 0.150%.
Cu:0~0.500%
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、冷間圧延前焼鈍工程において、AlNの生成核となる微細MnSの析出を促進する。しかしながら、Cu含有量が高すぎれば、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0~0.500%である。Cu含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.030%であり、さらに好ましくは0.050%である。Cu含有量の好ましい上限は0.400%であり、さらに好ましくは0.300%である。
Cu: 0-0.500%
Copper (Cu) is an optional element and may not be contained. That is, the Cu content may be 0%. When contained, Cu promotes the precipitation of fine MnS that serves as nuclei for the formation of AlN in the pre-cold-rolling annealing step. However, if the Cu content is too high, CuS precipitates are precipitated, and the CuS precipitates may remain even after final annealing. If CuS precipitates remain in the steel, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate. Therefore, the Cu content is 0-0.500%. A preferable lower limit of the Cu content is more than 0%, more preferably 0.010%, still more preferably 0.030%, still more preferably 0.050%. A preferable upper limit of the Cu content is 0.400%, more preferably 0.300%.
[式(1)及び式(2)について]
上述のスラブの化学組成はさらに、冷間圧延工程により製造される鋼板(冷延鋼板)の板厚をD(mm)と定義したとき、式(1)及び式(2)を満たす。
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol.Al≦0.04×D+0.0192 (2)
ここで、式(1)及び式(2)中の元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。
[Regarding formula (1) and formula (2)]
The chemical composition of the slab described above further satisfies formulas (1) and (2), where D (mm) is the thickness of a steel sheet produced by the cold rolling process (cold-rolled steel sheet).
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol. Al≦0.04×D+0.0192 (2)
Here, the contents (% by mass) of the corresponding elements are substituted for the element symbols in the formulas (1) and (2).
[式(1)について]
式(1)は冷延鋼板の板厚Dに対して適切なSi含有量を定義する。上述のとおり、Siは鋼板の電気抵抗(固有抵抗)を高め、渦電流損を低減することにより、鉄損を低下する。しかしながら、板厚が0.17~0.22mmの極薄手の場合、Si含有量が3.20%以上であっても、Si含有量が式(1)の下限(2×D+2.86)以上でなければ、本実施形態の製造方法で製造された方向性電磁鋼板において十分に低い鉄損が得られない。
[Regarding formula (1)]
Formula (1) defines an appropriate Si content for the thickness D of the cold-rolled steel sheet. As described above, Si increases the electrical resistance (specific resistance) of the steel sheet and reduces the eddy current loss, thereby reducing iron loss. However, in the case of an ultra-thin plate with a thickness of 0.17 to 0.22 mm, even if the Si content is 3.20% or more, the Si content is the lower limit of formula (1) (2 × D + 2.86) or more. Otherwise, a sufficiently low iron loss cannot be obtained in the grain-oriented electrical steel sheet manufactured by the manufacturing method of the present embodiment.
一方、板厚が0.17~0.22mmの極薄手の場合、板厚Dに対してSi含有量が高すぎれば、熱間圧延工程時において鋼板中のフェライト比率が高まる。この場合、熱間圧延工程時において、板厚中央部にαファイバー方位群が発達する。Si含有量が3.70%以下であっても式(1)の上限(2×D+3.26)を超えれば、冷間圧延後においても、αファイバー方位群が過剰に残存するため、本実施形態の脱炭焼鈍工程を実施しても、一次再結晶組織が十分に改善されない。その結果、二次再結晶においてゴス方位粒が十分に成長せず、磁気特性が低下する。 On the other hand, in the case of an extremely thin steel sheet with a thickness of 0.17 to 0.22 mm, if the Si content is too high relative to the thickness D, the ferrite ratio in the steel sheet increases during the hot rolling process. In this case, during the hot rolling process, a group of α-fiber orientations develops in the thickness central portion. Even if the Si content is 3.70% or less, if the upper limit (2 × D + 3.26) of formula (1) is exceeded, the α-fiber orientation group will remain excessively even after cold rolling. Even if the decarburization annealing step of the morphology is performed, the primary recrystallized structure is not sufficiently improved. As a result, the Goss-oriented grains do not grow sufficiently in the secondary recrystallization, and the magnetic properties deteriorate.
スラブの化学組成のSi含有量が3.20~3.70%であり、かつ、式(1)を満たせば、式(2)を含むその他の本実施形態の製造条件を満たすことを前提として、冷間圧延を1回のみ実施しても、優れた磁気特性を有する方向性電磁鋼板が得られる。 If the Si content in the chemical composition of the slab is 3.20 to 3.70% and the formula (1) is satisfied, the other production conditions of the present embodiment including the formula (2) are satisfied. A grain-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic properties can be obtained even if cold rolling is performed only once.
式(1)の好ましい下限は2×D+2.88であり、さらに好ましくは2×D+2.90である。式(1)の好ましい上限は2×D+3.20であり、さらに好ましくは2×D+3.15である。 A preferable lower limit of formula (1) is 2×D+2.88, more preferably 2×D+2.90. A preferable upper limit of formula (1) is 2×D+3.20, more preferably 2×D+3.15.
[式(2)について]
式(2)は冷延鋼板の板厚Dに対して適切なAl含有量を定義する。上述のとおり、Al含有量を0.028%以下に抑えることにより、鋼板中に析出するAlNを微細なまま維持することができる。その場合、表層部の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差を大きくすることができる。具体的には、微細なAlNのインヒビター作用により、板厚中央部の結晶粒を、表層部の結晶粒よりも小さく維持できる。その結果、表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差に起因する二次再結晶時の粒成長駆動力を確保できる。
[Regarding formula (2)]
Formula (2) defines an appropriate Al content for the thickness D of the cold-rolled steel sheet. As described above, by suppressing the Al content to 0.028% or less, fine AlN precipitated in the steel sheet can be maintained. In this case, the difference in grain size between the crystal grains in the surface layer portion and the crystal grains in the thickness center portion can be increased. Specifically, due to the inhibitory action of fine AlN, the crystal grains in the thickness central portion can be kept smaller than the crystal grains in the surface layer portion. As a result, it is possible to ensure the driving force for grain growth during secondary recrystallization caused by the difference in grain size between the crystal grains in the surface layer and the crystal grains in the central portion of the sheet thickness.
ここで、AlNにより形成される表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差は、冷延鋼板の板厚Dとも密接に関連する。Al含有量が0.028%以下であっても、式(2)の上限(0.04×D+0.0192)を超えれば、板厚Dに対してAl含有量が多すぎ、板厚Dに対応した微細なAlNが十分に確保できない。この場合、板厚Dの鋼板において表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差を十分に確保することができず、二次再結晶時にゴス方位粒を優先的に成長させるための粒成長駆動力が十分に得られない。その結果、仕上げ焼鈍工程においてゴス方位粒が十分に成長せず、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。 Here, the difference in grain size between the crystal grains in the surface layer formed by AlN and the crystal grains in the central portion of the sheet thickness is closely related to the sheet thickness D of the cold-rolled steel sheet. Even if the Al content is 0.028% or less, if the upper limit (0.04 × D + 0.0192) of formula (2) is exceeded, the Al content is too large for the plate thickness D, and the plate thickness D Corresponding fine AlN cannot be sufficiently secured. In this case, it is not possible to ensure a sufficient grain size difference between the crystal grains in the surface layer and the crystal grains in the center of the plate thickness in the steel plate with a thickness D, and the Goss orientation grains are preferentially grown during secondary recrystallization. A sufficient driving force for grain growth cannot be obtained. As a result, Goss-oriented grains do not grow sufficiently in the finish annealing step, and the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
一方、Al含有量が0.020%以上であっても、式(2)の下限(0.04×D+0.0132)未満であれば、板厚Dに対してAl含有量が少なすぎるため、板厚Dの鋼板において表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差が過度に大きくなり、粒成長駆動力が過剰に高まる。その結果、磁気特性に優位なゴス方位粒以外の結晶方位粒も二次再結晶してしまい、方向性電磁鋼板の磁気特性が低下する。 On the other hand, even if the Al content is 0.020% or more, if it is less than the lower limit (0.04 × D + 0.0132) of formula (2), the Al content is too small with respect to the plate thickness D, In the steel sheet of thickness D, the grain size difference between the crystal grains in the surface layer and the crystal grains in the central portion of the thickness becomes excessively large, and the driving force for grain growth is excessively increased. As a result, the grains of the grain orientation other than the grains of the Goss orientation, which are superior in magnetic properties, also undergo secondary recrystallization, and the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet deteriorate.
スラブの化学組成のAl含有量が0.020~0.028%であり、かつ、式(2)を満たせば、0.17~0.22mmの板厚Dの冷延鋼板に対して、二次再結晶においてゴス方位を優先的に成長されるために必要な量の粒成長駆動力を付与することができる。そのため、二次再結晶においてゴス方位粒が十分に成長することができ、その他の本実施形態の製造条件を満たすことを前提として、方向性電磁鋼板の磁気特性が高まる。 If the Al content in the chemical composition of the slab is 0.020 to 0.028% and the formula (2) is satisfied, then two It is possible to apply the necessary amount of grain growth driving force to preferentially grow the Goss orientation in the next recrystallization. Therefore, Goss-oriented grains can be sufficiently grown in the secondary recrystallization, and the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet are enhanced on the premise that the other manufacturing conditions of the present embodiment are satisfied.
式(2)の好ましい下限は0.04×D+0.0142であり、さらに好ましくは0.04×D+0.0152である。式(2)の好ましい上限は0.04×D+0.0182であり、さらに好ましくは0.04×D+0.0172である。 A preferable lower limit of formula (2) is 0.04×D+0.0142, more preferably 0.04×D+0.0152. A preferable upper limit of formula (2) is 0.04×D+0.0182, more preferably 0.04×D+0.0172.
[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 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 produced (smelted). Using molten steel, a slab is manufactured by a continuous casting method.
[上記スラブを用いた熱間圧延工程(S1)]
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。初めに、鋼材を加熱する。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℃であり、さらに好ましくは、1320~1380℃である。
[Hot rolling step (S1) using the above slab]
The prepared slab having the above chemical composition is hot-rolled using a hot rolling mill to produce a steel sheet (hot-rolled steel sheet). First, the steel material is heated. For example, the slab is loaded into a known heating furnace or a known soaking furnace and heated. The preferred heating temperature for the slab is 1300-1400°C, more preferably 1320-1380°C.
加熱されたスラブに対して、熱間圧延機を用いた熱間圧延を実施して、鋼板(熱延鋼板)を製造する。熱間圧延機は、粗圧延機と、粗圧延機の下流に配置された仕上げ圧延機とを備える。粗圧延機は、1つ、又は一列に並んだ複数の粗圧延スタンドを備える。各粗圧延スタンドは、上下に配置された複数のロールを含む。粗圧延は1台のリバース式粗圧延スタンドを用いた圧延であってもよいし、一列に並んだ複数の粗圧延スタンドを備えたタンデム式粗圧延機を用いた圧延であってもよい。仕上げ圧延機は、一列に並んだ複数の仕上げ圧延スタンドを備える。各仕上げ圧延スタンドは、上下に配置される複数のロールを含む。加熱されたスラブを粗圧延機により圧延した後、さらに、タンデム式の上記仕上げ圧延機を用いて圧延して、熱延鋼板を製造する。 The heated slab is hot rolled using a hot rolling mill to produce a steel plate (hot rolled steel plate). The hot rolling mill comprises a roughing mill and a finishing mill arranged downstream of the roughing mill. A roughing mill comprises one or more roughing stands in a row. Each roughing stand includes a plurality of rolls arranged one above the other. Rough rolling may be rolling using one reverse type rough rolling stand, or rolling using a tandem type rough rolling mill having a plurality of rough rolling stands arranged in a line. The finishing mill comprises a plurality of finishing stands arranged in a row. Each finishing stand includes a plurality of rolls arranged one above the other. After the heated slab is rolled by the rough rolling mill, it is further rolled by the tandem type finishing rolling mill to produce a hot-rolled steel sheet.
熱間圧延により製造される熱延鋼板の厚さは特に限定されず、周知の厚さとすることができる。熱間圧延工程における仕上げ温度(仕上げ圧延機において最後に鋼板を圧下する仕上げ圧延スタンドの出側での鋼板温度)は、たとえば900~1100℃である。仕上げ温度は、最終の圧下を行う仕上げ圧延スタンド出側に配置された測温計により得られる、鋼板の表面温度(℃)である。以上の圧延工程により、鋼板を製造する。 The thickness of the hot-rolled steel sheet manufactured by hot rolling is not particularly limited, and can be a known thickness. The finishing temperature in the hot rolling process (the temperature of the steel sheet at the delivery side of the finishing rolling stand where the steel sheet is finally reduced in the finishing rolling mill) is, for example, 900 to 1100°C. The finishing temperature is the surface temperature (° C.) of the steel sheet obtained by a thermometer placed on the delivery side of the finishing rolling stand that performs the final reduction. A steel plate is manufactured by the rolling process described above.
[冷間圧延前焼鈍工程(S2)]
冷間圧延前焼鈍工程では、熱間圧延工程後の鋼板(熱延鋼板)に対して焼鈍処理を実施する。本工程での焼鈍処理の条件は、周知の条件で足りる。冷間圧延前焼鈍工程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。
[Annealing step before cold rolling (S2)]
In the pre-cold-rolling annealing step, the steel plate (hot-rolled steel plate) after the hot-rolling step is annealed. Well-known conditions are sufficient for the conditions of the annealing treatment in this step. The annealing temperature in the annealing step before cold rolling is, for example, 900 to 1200° C., and the holding time at the annealing temperature is 30 to 180 seconds.
[冷間圧延工程(S3)]
冷間圧延工程(S3)では、製造された鋼板に対して、途中で焼鈍処理を実施することなく89.0~93.0%の冷延率で冷間圧延を実施して、板厚Dが0.17~0.22mmの鋼板(冷延鋼板)を製造する。ここで、「途中で焼鈍処理を実施することなく」とは、冷間圧延を1回実施することを意味する。「冷間圧延を1回実施する」とは、冷間圧延の途中で焼鈍処理を実施せずに、本工程での鋼板の圧延を完了することを意味する。たとえば、リバース式の圧延機を用いて、1回のパスにて冷間圧延を実施する場合、「冷間圧延を1回実施する」に相当する。また、リバース式の圧延機を用いて複数回のパスにて冷間圧延を実施する場合、冷間圧延のパスとパスとの間に焼鈍処理を挟まずに複数回パスの冷間圧延を実施した場合は、「冷間圧延を1回実施する」に相当する。なお、たとえば、複数回パスの冷間圧延の途中で焼鈍処理を1回実施した場合、「冷間圧延を2回実施する」に相当する。ここで、「パス」とは、鋼板に圧延スタンドを通過させて圧下を与えることを意味し、1回のパスとは、鋼板に圧延スタンドを1回通過させて圧下を与えることを意味する。
[Cold rolling step (S3)]
In the cold rolling step (S3), the manufactured steel plate is cold rolled at a cold rolling rate of 89.0 to 93.0% without performing annealing treatment in the middle, and the plate thickness D A steel plate (cold-rolled steel plate) with a thickness of 0.17 to 0.22 mm is produced. Here, "without performing annealing treatment in the middle" means performing cold rolling once. “Cold rolling is performed once” means that the rolling of the steel sheet in this step is completed without performing the annealing treatment during the cold rolling. For example, when cold rolling is performed in one pass using a reverse rolling mill, it corresponds to "performing cold rolling once". In addition, when cold rolling is performed in multiple passes using a reverse rolling mill, multiple passes of cold rolling are performed without interposing an annealing treatment between cold rolling passes. If it does, it corresponds to "perform cold rolling once". Note that, for example, when the annealing treatment is performed once during the cold rolling of multiple passes, it corresponds to "performing the cold rolling twice". Here, "pass" means that a steel plate is passed through a rolling stand to give a reduction, and "one pass" means that a steel plate is passed through a rolling stand once and given a reduction.
本実施形態では、生産性を高めるために、冷間圧延を1回のみ実施して、板厚Dが0.17~0.22mmの冷延鋼板を製造する。板厚Dの好ましい上限は0.20mmである。 In the present embodiment, in order to increase productivity, cold rolling is performed only once to produce a cold-rolled steel sheet having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm. A preferable upper limit of the plate thickness D is 0.20 mm.
冷間圧延工程における、冷延率は89.0~93.0%である。ここで、冷延率(%)は次のとおり定義される。
冷延率(%)=100-最終の冷間圧延後の冷延鋼板の板厚/最初の冷間圧延開始前の鋼板の板厚×100
The cold rolling rate in the cold rolling process is 89.0-93.0%. Here, the cold rolling rate (%) is defined as follows.
Cold rolling rate (%) = 100 - thickness of cold-rolled steel sheet after final cold rolling/thickness of steel sheet before the start of first cold rolling x 100
[脱炭焼鈍工程(S4)]
脱炭焼鈍工程(S4)では、冷間圧延工程(S3)後の鋼板(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。本実施形態では、脱炭焼鈍工程の昇温時において、500~700℃の温度域の平均昇温速度を800℃/秒以上とすることにより、極薄手の方向性電磁鋼板を1回の冷間圧延で実施しても、優れた磁気特性が得られる。
[Decarburization annealing step (S4)]
In the decarburization annealing step (S4), the steel sheet (cold-rolled steel sheet) after the cold rolling step (S3) is subjected to decarburization annealing to develop primary recrystallization. In the present embodiment, when the temperature is raised in the decarburization annealing process, the average temperature increase rate in the temperature range of 500 to 700 ° C. is set to 800 ° C./second or more, so that the ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet is cooled once. Excellent magnetic properties can be obtained even by rolling.
図2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2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、脱炭焼鈍温度Taまで加熱された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。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)の500~700℃の温度域での昇温速度を顕著に速くすることにより、Si含有量が3.20%以上の鋼板に対して冷間圧延を1回のみ実施して冷延鋼板の板厚Dを0.17~0.22mmの極薄手の鋼板とした場合であっても、方向性電磁鋼板の磁気特性を高めることができる。以下、各工程の詳細を説明する。 FIG. 2 is a schematic diagram showing a heat pattern in the decarburization annealing step (S4). Referring to FIG. 2, the decarburization annealing step (S4) includes a heating step (S41), a decarburization step (S42), and a cooling step (S43). In the temperature raising step (S41), the steel sheet is heated to the decarburization annealing temperature Ta. In the decarburization step (S42), the steel sheet heated to the decarburization annealing temperature Ta is subjected to decarburization annealing to develop primary recrystallization. In the cooling step (S43), the steel sheet after the decarburization step (S42) is cooled by a known method. In the present embodiment, by significantly increasing the temperature increase rate in the temperature range of 500 to 700 ° C. in the temperature increase step (S41), cold rolling is performed on a steel plate having a Si content of 3.20% or more. Even if the cold-rolled steel sheet is made to be an extremely thin steel sheet having a thickness D of 0.17 to 0.22 mm by carrying out the heat treatment only once, the magnetic properties of the grain-oriented electrical steel sheet can be enhanced. Details of each step will be described below.
[昇温工程(S41)]
昇温工程(S41)では、初めに、冷間圧延工程後の上述の板厚(0.17~0.22mm)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まで昇温する。昇温工程における製造条件は次のとおりである。
[Temperature raising step (S41)]
In the temperature raising step (S41), first, the steel plate having the thickness (0.17 to 0.22 mm) after the cold rolling step is charged into a heat treatment furnace. In the heat treatment furnace for decarburization annealing according to the present embodiment, the temperature of the cold-rolled steel sheet is raised to the decarburization annealing temperature by, for example, high-frequency induction heating. The manufacturing conditions in the heating step are as follows.
平均昇温速度RR500-700:800~2400℃/秒
昇温工程において、鋼板の温度が500℃から700℃に至るまでの間の昇温速度の平均を、平均昇温速度RR500-700(℃/秒)と定義する。500~700℃は、一次再結晶が発現する温度域である。上述のとおり、本実施形態のスラブの化学組成でのSi含有量は3.20%以上と高い。さらに、本実施形態では冷間圧延工程において冷間圧延を1回のみとし、冷間圧延後の冷延鋼板の板厚を0.17~0.22mmと極薄手とする。この場合、熱間圧延工程おいて鋼板中のフェライト比率が高まるため、板厚中央部にαファイバー方位群が発達し、冷延鋼板においてもαファイバー方位群が残存する場合がある。
Average heating rate RR 500-700 : 800 to 2400 ° C./sec In the heating process, the average heating rate from 500 ° C. to 700 ° C. of the steel sheet is the average heating rate RR 500-700 . (°C/sec). 500 to 700° C. is the temperature range in which primary recrystallization occurs. As described above, the Si content in the chemical composition of the slab of this embodiment is as high as 3.20% or more. Furthermore, in the present embodiment, cold rolling is performed only once in the cold rolling process, and the thickness of the cold-rolled steel sheet after cold rolling is as thin as 0.17 to 0.22 mm. In this case, since the ferrite ratio in the steel sheet increases in the hot rolling process, an α-fiber orientation group develops in the central portion of the sheet thickness, and the α-fiber orientation group may remain even in the cold-rolled steel sheet.
しかしながら、昇温工程において平均昇温速度RR500-700を800℃/秒以上とすれば、αファイバー方位群からゴス方位とΣ9対応方位関係を有する{411}<148>再結晶粒(以下、Σ9対応方位粒という)が、一次再結晶時に生成しやすい。Σ9対応方位粒は、二次再結晶時において、ゴス方位粒の成長を促進する。したがって、本実施形態の冷延鋼板に対して、平均昇温速度RR500-700を800℃/秒以上とすることにより、一次再結晶組織を改善できる。平均昇温速度RR500-700が800℃/秒未満であれば、この効果が得られない。 However, if the average heating rate RR 500-700 is set to 800° C./sec or higher in the heating step, {411} <148> recrystallized grains (hereinafter referred to as Σ9-oriented grains) are likely to be generated during the primary recrystallization. The Σ9-oriented grains promote the growth of Goss-oriented grains during secondary recrystallization. Therefore, the primary recrystallization structure can be improved by setting the average heating rate RR 500-700 to 800° C./sec or higher for the cold-rolled steel sheet of the present embodiment. This effect cannot be obtained if the average heating rate RR 500-700 is less than 800° C./sec.
一方、平均昇温速度RR500-700が2400℃/秒を超えれば、γファイバー方位群から再結晶する、{411}<148>とは別のΣ9対応方位である{111}<112>の結晶方位粒がかえって減少してしまう。この場合、仕上げ焼鈍工程においてゴス方位粒の成長が抑制される。そのため、ゴス方位集積度(B8/Bs)が低下して、鉄損のうちの履歴損が高くなる。その結果、優れた鉄損特性が得られなくなる。また、ゴス方位粒の成長が抑制されるため、磁束密度も低下する。したがって、平均昇温速度RR500-700の上限は、2400℃/秒である。 On the other hand, if the average heating rate RR 500-700 exceeds 2400° C./sec, the {111}<112>, which is the Σ9 corresponding orientation different from {411}<148>, recrystallizes from the γ-fiber orientation group. The crystal orientation grains are rather reduced. In this case, the growth of Goss-oriented grains is suppressed in the finish annealing step. As a result, the Goss orientation density (B8/Bs) decreases, and the hysteresis loss among the core losses increases. As a result, excellent iron loss properties cannot be obtained. In addition, since the growth of Goss-oriented grains is suppressed, the magnetic flux density also decreases. Therefore, the upper limit of the average heating rate RR 500-700 is 2400° C./sec.
平均昇温速度RR500-700の好ましい下限は900℃/秒であり、さらに好ましくは1000℃/秒である。平均昇温速度RR500-700の好ましい上限は2100℃/秒である。 A preferable lower limit of the average heating rate RR 500-700 is 900° C./second, more preferably 1000° C./second. The preferred upper limit of the average heating rate RR 500-700 is 2100°C/sec.
なお、昇温工程中の雰囲気は周知の雰囲気で足りる。昇温工程中の雰囲気はたとえば、酸素ポテンシャル(PH2O/PH2)が0.1以下の乾燥窒素雰囲気である。 A well-known atmosphere is sufficient for the atmosphere during the heating process. The atmosphere during the heating step is, for example, a dry nitrogen atmosphere with an oxygen potential (P H2O /P H2 ) of 0.1 or less.
平均昇温速度RR500-700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500℃から700℃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RR500-700を求める。 Average heating rate RR 500-700 is measured by the following method. A plurality of thermometers are installed in the heat treatment furnace for measuring the surface temperature of the steel sheet. A plurality of thermometers are arranged from upstream to downstream of the heat treatment furnace. Based on the temperature of the steel sheet measured by the thermometer and the time required for the steel sheet temperature to rise from 500°C to 700°C, an average heating rate RR 500-700 is obtained.
なお、昇温工程において、500~700℃以外の温度域(常温~500℃未満、及び、700℃超~脱炭焼鈍温度)での昇温速度は特に限定されない。これらの温度域においても、平均昇温速度RR500-700と同じ昇温速度で加熱してもよいし、平均昇温速度RR500-700と異なる昇温速度で加熱してもよい。また、常温~500℃未満であれば、数秒間一定の温度で保持してもよい。 In the heating step, the heating rate in temperature ranges other than 500 to 700° C. (room temperature to less than 500° C. and over 700° C. to decarburization annealing temperature) is not particularly limited. Also in these temperature ranges, heating may be performed at the same temperature elevation rate as the average temperature elevation rate RR 500-700 , or may be heated at a temperature elevation rate different from the average temperature elevation rate RR 500-700 . Also, if the temperature is from room temperature to less than 500° C., it may be held at a constant temperature for several seconds.
[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), decarburization annealing is performed by holding the steel sheet after the temperature raising step (S41) at the decarburization annealing temperature Ta. This causes the steel sheet to exhibit 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 process 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°C
The decarburization annealing temperature Ta, as described above, corresponds to the furnace temperature of the heat treatment furnace in which decarburization annealing is performed, and corresponds to the temperature of the steel sheet during 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, the secondary recrystallization does not sufficiently occur in the finish 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, the secondary recrystallization does not sufficiently occur in the finish 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 finish annealing step (S6).
なお、脱炭工程(S42)における、脱酸焼鈍温度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。 The holding time at the deoxidizing annealing temperature Ta in the decarburizing 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 step (S43)]
In the cooling step (S43), the steel sheet after the decarburization step (S42) is cooled to normal temperature by a well-known method. The cooling method may be air cooling or water cooling. Preferably, the steel sheet after the decarburization step is allowed to cool. In the decarburization annealing step (S4), the steel sheet is subjected to the decarburization annealing treatment through the above steps.
[焼鈍分離剤塗布工程(S5)]
脱炭焼鈍工程(S4)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 separating agent application step (S5)]
An annealing separator application step (S5) is performed on the steel sheet after the decarburization annealing step (S4). In the annealing separator application step (S5), an annealing separator is applied to the surface of the steel sheet. Specifically, an aqueous slurry containing an annealing separator is applied to the surface of the steel sheet. The aqueous slurry is prepared by adding water to the annealing separator and stirring. The annealing separator contains magnesium oxide (MgO). Preferably, MgO is the main component of the annealing separator. Here, the "main component" means that the content of MgO in the annealing separator is 60.0% or more by mass. The annealing separator may contain well-known additives in addition to MgO.
焼鈍分離剤塗布工程では、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, an aqueous slurry of an annealing separator is applied onto the surface of the steel sheet. A steel sheet coated with an annealing separator on its surface is wound up into a coil. After coiling the steel sheet, the finish 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、窒化処理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。 After coating the surface of the steel sheet with an annealing separating agent in the form of aqueous slurry and forming the steel sheet into a coil shape, the baking treatment may be performed before performing the finish annealing step. In the baking treatment, a coiled steel plate is put into a furnace maintained at 400 to 1000° C. and held there (baking treatment). As a result, the annealing separator applied on the surface of the nitriding steel sheet is dried. The retention time is, for example, 10-90 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、仕上げ焼鈍工程を実施してもよい。 The finish annealing process may be performed on the coiled steel sheet to which the annealing separator is applied without performing the baking treatment.
[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。仕上げ焼鈍工程は、熱処理炉を用いて実施する。仕上げ焼鈍工程での製造条件は周知の条件で足りる。仕上げ焼鈍工程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。
[Finish annealing step (S6)]
After the annealing separator application step (S5), the steel sheet is subjected to the finish annealing step (S6) to develop secondary recrystallization. A finish annealing process is implemented using a heat treatment furnace. Well-known conditions are sufficient for the manufacturing conditions in the finish annealing step. Manufacturing conditions in the finish annealing step are, for example, as follows. In addition, the atmosphere in the furnace in the finish 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。仕上げ焼鈍温度が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°C
Holding time at finish annealing temperature: 5 to 30 hours If the finish annealing temperature is less than 1150°C, sufficient secondary recrystallization does not occur, and the purification to remove precipitates used for secondary recrystallization is sufficient. is not. As a result, the produced grain-oriented electrical steel sheet has low magnetic properties. On the other hand, even if the finish annealing temperature exceeds 1250° C., the effects on secondary recrystallization and purification are low, and problems such as deformation of the steel sheet occur. If the finish annealing temperature is 1150 to 1250° C., assuming that the holding time is appropriate, sufficient secondary recrystallization occurs and the magnetic properties are enhanced. Furthermore, a primary coating containing forsterite is formed soundly on the surface of the steel sheet.
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中成分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。仕上げ焼鈍工程後の方向性電磁鋼板の表面には、フォルステライトを含有する一次被膜が形成されている。 In addition, each element of the chemical composition of the steel sheet is removed to some extent from the components in the steel by the finish annealing step (S6). In particular, S, Al, N, etc., which function as inhibitors, are largely removed. A primary coating containing forsterite is formed on the surface of the grain-oriented electrical steel sheet after the finish annealing process.
以上の製造工程により、本実施形態による方向性電磁鋼板が製造される。製造された方向性電磁鋼板では、板厚が0.17~0.22mmと極薄手の鋼板であって、冷間圧延を1回のみ実施した製造工程により得られたものであるものの、優れた磁気特性を有する。そのため、本実施形態の製造方法では、板厚が0.17~0.22mmと極薄手であって、磁気特性に優れた方向性電磁鋼板の生産性を高めることができる。 The grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment is manufactured by the above-described manufacturing process. The manufactured grain-oriented electrical steel sheet is an extremely thin steel sheet with a thickness of 0.17 to 0.22 mm, and is obtained by a manufacturing process in which cold rolling is performed only once. It has magnetic properties. Therefore, in the manufacturing method of the present embodiment, it is possible to increase the productivity of the grain-oriented electrical steel sheet which is extremely thin with a thickness of 0.17 to 0.22 mm and has excellent magnetic properties.
[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、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、張力絶縁被膜である二次被膜が形成される。二次被膜形成工程では、焼き付け時に鋼板に張力を付与する平坦化焼鈍を実施してもよい。平坦化焼鈍は周知の条件で実施すればよい。平坦化焼鈍での焼鈍温度はたとえば800~950℃である。
[Secondary film forming step]
In the method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet according to the present embodiment, a secondary coating forming step may be further carried out after the finish annealing step (S6), if necessary. In the secondary coating forming step, the surface (on the primary coating) of the grain-oriented electrical steel sheet after cooling in the final annealing step is coated with an insulating coating agent mainly composed of colloidal silica and phosphate, and then baked. . As a result, a secondary coating, which is a tension insulating coating, is formed on the primary coating. In the secondary coating forming step, flattening annealing may be performed to apply tension to the steel sheet during baking. Flattening annealing may be performed under well-known conditions. Annealing temperature in flattening annealing is, for example, 800 to 950.degree.
[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 treatment step after the finish annealing step or the secondary coating forming step, if necessary. In the magnetic domain refining treatment step, the surface of the grain-oriented electrical steel sheet is irradiated with a laser beam having 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、本発明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。 [EXAMPLES] Below, an Example demonstrates the aspect of this invention concretely. These examples are examples for confirming the effect of the present invention, and do not limit the present invention.
[各試験番号の方向性電磁鋼板の製造]
化学組成が、質量%で、C:0.075%、Si:3.40%、Mn:0.075%、S:0.028%、sol.N:0.008%を含有し、さらに、表1に示す含有量(質量%)のAlを含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。
[Production of grain-oriented electrical steel sheets for each test number]
The chemical composition is mass %, C: 0.075%, Si: 3.40%, Mn: 0.075%, S: 0.028%, sol. A slab containing N: 0.008%, further containing Al of the content (% by mass) shown in Table 1, and the balance being Fe and impurities was prepared.
各試験番号のスラブを加熱炉にて1350℃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、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。仕上げ圧延温度(℃)は、いずれの試験番号においても1000~1100℃の範囲内であった。 The slabs of each test number were heated to 1350°C in a heating furnace. A hot-rolling process was performed on the heated slab to produce a hot-rolled steel sheet with a thickness of 2.3 mm. The finish rolling temperature (°C) was within the range of 1000 to 1100°C in any test number.
熱延鋼板に対して、冷間圧延前焼鈍工程を実施した。冷間圧延前焼鈍工程では、熱延鋼板を1120℃まで加熱し、その後、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を40秒として、鋼板を焼鈍した。 An annealing step before cold rolling was performed on the hot-rolled steel sheet. In the pre-cold-rolling annealing step, the hot-rolled steel sheet was heated to 1120°C, and then the steel sheet was annealed at an annealing temperature of 900°C for a holding time of 40 seconds.
冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延を実施して、板厚が0.17mm、0.19mm、0.22mmの冷延鋼板を得た。冷間圧延工程での冷延率は、90.4~92.6%であった。 The steel sheets after the pre-cold-rolling annealing process were cold-rolled once to obtain cold-rolled steel sheets having thicknesses of 0.17 mm, 0.19 mm, and 0.22 mm. The cold rolling rate in the cold rolling process was 90.4-92.6%.
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850℃とした。脱炭焼鈍処理を実施する熱処理炉内の雰囲気を、水素及び窒素を含有する周知の湿潤雰囲気とした。そして、昇温工程中の雰囲気中の酸素ポテンシャル(PH2O/PH2)を0.1とした。さらに、室温から脱炭焼鈍温度(850℃)までの平均昇温速度を800℃/秒とし、昇温中のSiO2温度域(500~700℃)での平均昇温速度RR500-700も800℃/秒とした。 A decarburization annealing process was performed on the cold-rolled steel sheet. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature was set to 850°C. The atmosphere in the heat treatment furnace in which the decarburization annealing treatment was performed was a well-known wet atmosphere containing hydrogen and nitrogen. The oxygen potential (P H2O /P H2 ) in the atmosphere during the heating process was set to 0.1. Furthermore, the average heating rate from room temperature to the decarburization annealing temperature (850 ° C.) is 800 ° C./sec, and the average heating rate RR 500-700 in the SiO 2 temperature range (500 to 700 ° C.) during heating is also 800° C./sec.
脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼鈍分離剤(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。 An annealing separating agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel sheet wound into a coil. The finish annealing temperature was set to 1150° C., and the holding time at the finish annealing temperature was set to 10 hours. The steel sheet 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アルミニウムを主体とする絶縁コーティング剤を塗布した後、焼き付け及び形状矯正を目的とした平坦化焼鈍を実施した。平坦化焼鈍での焼鈍温度は900℃×30秒とし、平坦化焼鈍時に鋼板に付与する張力はいずれの試験番号も同じとした。二次被膜形成工程により、一次被膜上に、張力絶縁被膜である二次被膜を形成した。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 coating forming step was performed on the steel sheet after the finish annealing step. In the secondary film forming process, after applying an insulating coating agent mainly composed of colloidal silica and aluminum phosphate to the surface (on the primary film) of the grain-oriented electrical steel sheet after the finish annealing process, the purpose is baking and shape correction. A flattening annealing was performed. The annealing temperature in the flattening annealing was 900° C.×30 seconds, and the tension applied to the steel sheet during the flattening annealing was the same for all test numbers. A secondary coating, which is a tension insulating coating, was formed on the primary coating by the secondary coating forming step. The grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured by the manufacturing process described above.
[評価試験]
[磁気特性評価試験]
次の方法により、各試験番号の方向性電磁鋼板の磁気特性(磁束密度B8、及び、鉄損W17/50)をJIS C2556:2015に準拠して、評価した。具体的には、各サンプルに800A/mの磁場を付与して、磁束密度B8(T)を測定した。また、周波数を50Hz、最大磁束密度を1.7Tとしたときの鉄損W17/50(W/kg)を測定した。
[Evaluation test]
[Magnetic property evaluation test]
The magnetic properties (magnetic flux density B8 and core loss W 17/50 ) of the grain-oriented electrical steel sheets of each test number were evaluated by the following method in accordance with JIS C2556:2015. Specifically, a magnetic field of 800 A/m was applied to each sample, and the magnetic flux density B8(T) was measured. Also, iron loss W 17/50 (W/kg) was measured at a frequency of 50 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.7 T.
[試験結果]
得られた磁束密度B8、ゴス方位集積度B8/Bs、及び鉄損W17/50を表1に示す。表1を参照して、試験番号2~5、10~12、17~20では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、Si含有量(3.40%)が式(1)を満たし、Al含有量が式(2)を満たし、かつ、各製造工程での条件も適切であった。その結果、いずれの試験番号においても、磁束密度B8は1.914T以上と高く、鉄損W17/50も0.806W/kg以下と低かった。したがって、これらの試験番号では、1回の冷間圧延であっても、磁気特性の優れた極薄手の方向性電磁鋼板が得られた。
[Test results]
Table 1 shows the obtained magnetic flux density B8, Goss orientation density B8/Bs, and iron loss W17 /50. With reference to Table 1, in test numbers 2 to 5, 10 to 12, and 17 to 20, the chemical composition of the slab is appropriate, the Si content (3.40%) satisfies formula (1), The Al content satisfied the formula (2), and the conditions in each manufacturing process were also appropriate. As a result, in any test number, the magnetic flux density B8 was as high as 1.914 T or more, and the iron loss W17 /50 was as low as 0.806 W/kg or less. Therefore, with these test numbers, an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with excellent magnetic properties was obtained even with one cold rolling.
一方、試験番号1、8、15では、Al含有量が高すぎた。そのため、磁束密度B8が1.914T未満であった。さらに、鉄損W17/50が0.806W/kgを超えた。一次再結晶時において、表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差が十分に得られず、粒成長駆動力が不足した結果、二次再結晶時においてゴス方位粒が十分に成長しなかったと考えられる。 On the other hand, in test numbers 1, 8 and 15, the Al content was too high. Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.914T. Furthermore, iron loss W 17/50 exceeded 0.806 W/kg. During the primary recrystallization, a sufficient difference in grain size between the crystal grains in the surface layer and the crystal grains in the central part of the plate thickness was not obtained, and as a result of the insufficient driving force for grain growth, sufficient Goss-oriented grains were obtained during the secondary recrystallization. presumably did not grow to
試験番号7、14、21では、Al含有量が低すぎた。そのため、磁束密度B8が1.914T未満であった。さらに、鉄損W17/50が0.806W/kgを超えた。二次再結晶が過剰に安定化した結果、ゴス方位粒以外の結晶粒も粒成長し、その結果、優れた磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)が得られなかったと考えられる。 In test numbers 7, 14 and 21, the Al content was too low. Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.914T. Furthermore, iron loss W 17/50 exceeded 0.806 W/kg. As a result of the excessive stabilization of the secondary recrystallization, crystal grains other than the Goss-oriented grains also grew, and as a result, excellent magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W 17/50 ) were not obtained. .
試験番号6、13では、Al含有量が式(2)の下限未満であった。そのため、磁束密度B8が1.914T未満であった。さらに、鉄損W17/50が0.806W/kgを超えた。二次再結晶が過剰に安定化した結果、ゴス方位粒以外の結晶粒も粒成長し、その結果、優れた磁気特性(磁束密度B8及び鉄損W17/50)が得られなかったと考えられる。 In test numbers 6 and 13, the Al content was less than the lower limit of formula (2). Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.914T. Furthermore, iron loss W 17/50 exceeded 0.806 W/kg. As a result of the excessive stabilization of the secondary recrystallization, crystal grains other than the Goss-oriented grains also grew, and as a result, excellent magnetic properties (magnetic flux density B8 and iron loss W 17/50 ) were not obtained. .
一方、試験番号9、16では、Al含有量が式(2)の上限を超えた。そのため、磁束密度B8が1.914T未満であった。さらに、鉄損W17/50が0.806W/kgを超えた。一次再結晶時において、表層の結晶粒と板厚中央部の結晶粒との粒径差が十分に得られず、粒成長駆動力が不足した結果、二次再結晶時においてゴス方位粒が十分に成長しなかったと考えられる。 On the other hand, in test numbers 9 and 16, the Al content exceeded the upper limit of formula (2). Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.914T. Furthermore, iron loss W 17/50 exceeded 0.806 W/kg. During the primary recrystallization, a sufficient difference in grain size between the crystal grains in the surface layer and the crystal grains in the central part of the plate thickness was not obtained, and as a result of the insufficient driving force for grain growth, sufficient Goss-oriented grains were obtained during the secondary recrystallization. presumably did not grow to
[各試験番号の方向性電磁鋼板の製造]
化学組成が、質量%で、C:0.075%、Mn:0.075%、S:0.028%、N:0.008%を含有し、さらに、表2に示す含有量(質量%)のSi及びsol.Alを含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。
[Production of grain-oriented electrical steel sheets for each test number]
The chemical composition, in mass%, contains C: 0.075%, Mn: 0.075%, S: 0.028%, N: 0.008%, and the contents shown in Table 2 (mass% ) Si and sol. A slab containing Al with the balance being Fe and impurities was prepared.
各試験番号のスラブを加熱炉にて1350℃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、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。仕上げ圧延温度(℃)は、いずれの試験番号においても1000~1100℃の範囲内であった。 The slabs of each test number were heated to 1350°C in a heating furnace. A hot-rolling process was performed on the heated slab to produce a hot-rolled steel sheet with a thickness of 2.3 mm. The finish rolling temperature (°C) was within the range of 1000 to 1100°C in any test number.
熱延鋼板に対して、冷間圧延前焼鈍工程を実施した。冷間圧延前焼鈍工程では、熱延鋼板を1120℃まで加熱し、その後、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を40秒として、熱延鋼板を焼鈍した。 An annealing step before cold rolling was performed on the hot-rolled steel sheet. In the pre-cold-rolling annealing step, the hot-rolled steel sheet was heated to 1120°C, and then annealed at an annealing temperature of 900°C for a holding time of 40 seconds.
冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延を実施して、板厚が0.17mm、0.22mmの冷延鋼板を得た。冷間圧延工程での冷延率は、90.4~92.6%であった。 After the pre-cold-rolling annealing process, the steel sheet was subjected to cold rolling once to obtain a cold-rolled steel sheet having a thickness of 0.17 mm and 0.22 mm. The cold rolling rate in the cold rolling process was 90.4-92.6%.
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850℃とした。脱炭焼鈍処理を実施する熱処理炉内の雰囲気を、水素及び窒素を含有する周知の湿潤雰囲気とした。そして、昇温工程での雰囲気中の酸素ポテンシャル(PH2O/PH2)を0.1とした。さらに、室温から脱炭焼鈍温度(850℃)までの平均昇温速度を800℃/秒とし、昇温中の500~700℃の温度域での平均昇温速度RR500-700も800℃/秒とした。 A decarburization annealing process was performed on the cold-rolled steel sheet. In the decarburization annealing step, the decarburization annealing temperature was set to 850°C. The atmosphere in the heat treatment furnace in which the decarburization annealing treatment was performed was a well-known wet atmosphere containing hydrogen and nitrogen. Then, the oxygen potential (P H2O /P H2 ) in the atmosphere in the heating process was set to 0.1. Furthermore, the average heating rate from room temperature to the decarburization annealing temperature (850 ° C.) is 800 ° C./sec, and the average heating rate RR 500-700 in the temperature range of 500 to 700 ° C. during heating is also 800 ° C./sec. seconds.
脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼鈍分離剤(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。 An annealing separating agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel sheet wound into a coil. The finish annealing temperature was set to 1150° C., and the holding time at the finish annealing temperature was set to 10 hours. The steel sheet 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アルミニウムを主体とする絶縁コーティング剤を塗布した後、焼き付け及び形状矯正を目的とした平坦化焼鈍を実施した。平坦化焼鈍での焼鈍温度は900℃×30秒とし、平坦化焼鈍時に鋼板に付与する張力はいずれの試験番号も同じとした。二次被膜形成工程により、一次被膜上に、張力絶縁被膜である二次被膜を形成した。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 coating forming step was performed on the steel sheet after the finish annealing step. In the secondary film forming process, after applying an insulating coating agent mainly composed of colloidal silica and aluminum phosphate to the surface (on the primary film) of the grain-oriented electrical steel sheet after the finish annealing process, the purpose is baking and shape correction. A flattening annealing was performed. The annealing temperature in the flattening annealing was 900° C.×30 seconds, and the tension applied to the steel sheet during the flattening annealing was the same for all test numbers. A secondary coating, which is a tension insulating coating, was formed on the primary coating by the secondary coating forming step. The grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured by the manufacturing process described above.
[評価試験]
実施例1と同じ方法により、各試験番号の磁束密度B8、及び、鉄損W17/50を求めた。本実施例ではさらに、次式に基づいて、飽和磁束密度Bsを求めた。
Bs=2.2032-0.0581Si
ここで、式中のSiは、各試験番号のSi含有量(質量%)が代入される。得られた磁束密度B8及び飽和磁束密度Bsとに基づいて、飽和磁束密度Bsに対する磁束密度B8の比であるゴス方位集積度(B8/Bs)を求めた。
[Evaluation test]
By the same method as in Example 1, the magnetic flux density B8 and iron loss W 17/50 of each test number were obtained. Further, in this example, the saturation magnetic flux density Bs was obtained based on the following equation.
Bs = 2.2032 - 0.0581 Si
Here, the Si content (% by mass) of each test number is substituted for Si in the formula. Based on the obtained magnetic flux density B8 and saturation magnetic flux density Bs, the Goss orientation integration degree (B8/Bs), which is the ratio of the magnetic flux density B8 to the saturation magnetic flux density Bs, was determined.
[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1~4、6~9、11~14、17~20、22~25、27~30では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、Si含有量が式(1)を満たし、Al含有量が式(2)を満たし、かつ、各製造工程での条件も適切であった。その結果、いずれの試験番号においても、磁束密度B8は1.907T以上と高く、ゴス方位集積度B8/Bsは0.952以上と高く、鉄損W17/50も0.808W/kg以下と低かった。したがって、これらの試験番号では、1回の冷間圧延であっても、磁気特性の優れた極薄手の方向性電磁鋼板が得られた。
[Test results]
Table 2 shows the test results obtained. With reference to Table 2, in test numbers 1 to 4, 6 to 9, 11 to 14, 17 to 20, 22 to 25, and 27 to 30, the chemical composition of the slab is appropriate, and the Si content is the formula (1) was satisfied, the Al content satisfied formula (2), and the conditions in each manufacturing process were also appropriate. As a result, in any test number, the magnetic flux density B8 was as high as 1.907 T or more, the Goss direction accumulation degree B8/Bs was as high as 0.952 or more, and the iron loss W17 /50 was also 0.808 W/kg or less. was low. Therefore, with these test numbers, an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with excellent magnetic properties was obtained even with one cold rolling.
一方、試験番号5、10、15では、Si含有量が式(1)の下限未満であった。そのため、鉄損W17/50が0.808W/kgを超えた。板厚Dに対してSi含有量が低すぎて、鋼板の固有抵抗が低く、その結果、鉄損が高かったと考えられる。 On the other hand, in test numbers 5, 10 and 15, the Si content was less than the lower limit of formula (1). Therefore, iron loss W 17/50 exceeded 0.808 W/kg. It is believed that the Si content was too low for the plate thickness D, resulting in a low specific resistance of the steel plate and, as a result, a high iron loss.
試験番号16、21、26では、Si含有量が式(1)の上限を超えた。そのため、磁束密度B8が1.907T未満であり、ゴス方位集積度B8/Bsは0.951未満であり、さらに、鉄損W17/50が0.808W/kgを超えた。板厚Dに対してSi含有量が高すぎ、熱間圧延工程にて生成したαフェイバー方位群が冷延鋼板でも残存したため、一次再結晶組織が劣化し、その結果、二次再結晶においてゴス方位粒の成長が不足し、優れた磁気特性が得られなかったと考えられる。 In test numbers 16, 21, and 26, the Si content exceeded the upper limit of formula (1). Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.907 T, the Goss orientation density B8/Bs was less than 0.951, and the iron loss W17 /50 exceeded 0.808 W/kg. The Si content was too high for the sheet thickness D, and the α-faber orientation group generated in the hot rolling process remained even in the cold-rolled steel sheet. It is considered that the growth of oriented grains was insufficient and excellent magnetic properties were not obtained.
[各試験番号の方向性電磁鋼板の製造]
化学組成が、質量%で、C:0.077%、Si:3.45%、Mn:0.075%、S:0.028%、N:0.008%を含有し、さらに、表3に示す含有量(質量%)のsol.Alを含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。
[Production of grain-oriented electrical steel sheets for each test number]
The chemical composition contains, in mass%, C: 0.077%, Si: 3.45%, Mn: 0.075%, S: 0.028%, N: 0.008%, and Table 3 The content (% by mass) sol. A slab containing Al with the balance being Fe and impurities was prepared.
各試験番号のスラブを加熱炉にて1350℃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、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。仕上げ圧延温度(℃)は、いずれの試験番号においても1000~1100℃の範囲内であった。 The slabs of each test number were heated to 1350°C in a heating furnace. A hot-rolling process was performed on the heated slab to produce a hot-rolled steel sheet with a thickness of 2.3 mm. The finish rolling temperature (°C) was within the range of 1000 to 1100°C in any test number.
熱延鋼板に対して、冷間圧延前焼鈍工程を実施した。冷間圧延前焼鈍工程では、熱延鋼板を1120℃まで加熱し、その後、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を40秒として、熱延鋼板を焼鈍した。 An annealing step before cold rolling was performed on the hot-rolled steel sheet. In the pre-cold-rolling annealing step, the hot-rolled steel sheet was heated to 1120°C, and then annealed at an annealing temperature of 900°C for a holding time of 40 seconds.
冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延を実施して、厚さ0.17mm、0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程での累積冷延率は、90.4~92.6%であった。 After the pre-cold-rolling annealing process, the steel sheet was cold-rolled once to produce a cold-rolled steel sheet with a thickness of 0.17 mm and 0.22 mm. The cumulative cold rolling reduction in the cold rolling process was 90.4-92.6%.
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850℃とした。脱炭焼鈍処理を実施する熱処理炉内の雰囲気を、水素及び窒素を含有する周知の湿潤雰囲気とした。そして、昇温工程での雰囲気中の酸素ポテンシャル(PH2O/PH2)を0.1とした。さらに、昇温中の500~700℃での平均昇温速度RR500-700を表3に示す値とした。なお、本実施例において、常温~500℃未満、及び700℃超~脱炭焼鈍温度の温度域においても、昇温速度を平均昇温速度RR500-700と同じとした。 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 set to 850°C. The atmosphere in the heat treatment furnace in which the decarburization annealing treatment was performed was a well-known wet atmosphere containing hydrogen and nitrogen. Then, the oxygen potential (P H2O /P H2 ) in the atmosphere in the heating process was set to 0.1. Furthermore, the values shown in Table 3 were taken as the average temperature increase rate RR 500-700 at 500 to 700°C during temperature increase. In this example, the temperature increase rate was the same as the average temperature increase rate RR 500-700 in the temperature range from room temperature to less than 500° C. and from over 700° C. to the decarburization annealing temperature.
脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼鈍分離剤(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。 An annealing separating agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel sheet wound into a coil. The finish annealing temperature was set to 1150° C., and the holding time at the finish annealing temperature was set to 10 hours. The steel sheet 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アルミニウムを主体とする絶縁コーティング剤を塗布した後、焼き付け及び形状矯正を目的とした平坦化焼鈍を実施した。平坦化焼鈍での焼鈍温度は900℃×30秒とし、平坦化焼鈍時に鋼板に付与する張力はいずれの試験番号も同じとした。二次被膜形成工程により、一次被膜上に、張力絶縁被膜である二次被膜を形成した。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 coating forming step was performed on the steel sheet after the finish annealing step. In the secondary film forming process, after applying an insulating coating agent mainly composed of colloidal silica and aluminum phosphate to the surface (on the primary film) of the grain-oriented electrical steel sheet after the finish annealing process, the purpose is baking and shape correction. A flattening annealing was performed. The annealing temperature in the flattening annealing was 900° C.×30 seconds, and the tension applied to the steel sheet during the flattening annealing was the same for all test numbers. A secondary coating, which is a tension insulating coating, was formed on the primary coating by the secondary coating forming step. The grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured by the manufacturing process described above.
[評価試験]
実施例1と同じ方法により、各試験番号の磁束密度B8、ゴス方位集積度B8/Bs、及び、鉄損W17/50を求めた。
[Evaluation test]
By the same method as in Example 1, the magnetic flux density B8, the Goss orientation density B8/Bs, and the iron loss W17/50 of each test number were obtained.
[試験結果]
得られた試験結果を表3に示す。表3を参照して、試験番号4~12、19~27では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、Si含有量が式(1)を満たし、Al含有量が式(2)を満たし、かつ、各製造工程での条件も適切であった。その結果、いずれの試験番号においても、磁束密度B8は1.918T以上と高く、鉄損W17/50も0.803W/kg以下と低かった。したがって、これらの試験番号では、1回の冷間圧延であっても、磁気特性の優れた極薄手の方向性電磁鋼板が得られた。
[Test results]
Table 3 shows the test results obtained. With reference to Table 3, in test numbers 4 to 12 and 19 to 27, the chemical composition of the slab is appropriate, the Si content satisfies formula (1), and the Al content satisfies formula (2). And the conditions in each manufacturing process were also appropriate. As a result, in any test number, the magnetic flux density B8 was as high as 1.918 T or more, and the iron loss W17 /50 was also as low as 0.803 W/kg or less. Therefore, with these test numbers, an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with excellent magnetic properties was obtained even with one cold rolling.
一方、試験番号1~3、16~18では、スラブの化学組成は適切であり、式(1)及び式(2)を満たすものの、脱炭焼鈍工程での500~700℃での平均昇温速度RR500-700が遅すぎた。そのため、磁束密度B8が1.918T未満であり、鉄損W17/50も0.803W/kgを超えた。平均昇温速度RR500-700が遅すぎたため、一次焼鈍工程後の一次再結晶組織において、Σ9対応方位粒が十分に生成しなかったと考えられる。 On the other hand, in test numbers 1 to 3 and 16 to 18, the chemical composition of the slabs was appropriate and the formulas (1) and (2) were satisfied, but the average temperature rise in the decarburization annealing process was 500 to 700 ° C. Speed RR 500-700 was too slow. Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.918 T, and the iron loss W 17/50 also exceeded 0.803 W/kg. It is considered that the Σ9 corresponding orientation grains were not sufficiently formed in the primary recrystallization structure after the primary annealing process because the average heating rate RR 500-700 was too slow.
試験番号13~15、28~30では、スラブの化学組成は適切であり、式(1)及び式(2)を満たすものの、脱炭焼鈍工程での500~700℃での平均昇温速度RR500-700が速すぎた。そのため、磁束密度B8が1.918T未満であり、鉄損W17/50も0.803W/kgを超えた。平均昇温速度RR500-700が速すぎたため、脱炭焼鈍工程後の一次再結晶組織において、Σ9対応方位である{111}<112>の再結晶粒が十分に生成しなかったと考えられる。 In test numbers 13 to 15 and 28 to 30, the chemical composition of the slabs was appropriate and the formulas (1) and (2) were satisfied. 500-700 was too fast. Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.918 T, and the iron loss W 17/50 also exceeded 0.803 W/kg. It is considered that the recrystallized grains of {111}<112> corresponding to Σ9 were not sufficiently formed in the primary recrystallized structure after the decarburization annealing process because the average heating rate RR 500-700 was too fast.
[各試験番号の方向性電磁鋼板の製造]
化学組成が、質量%で、C:0.077%、Si:3.45%、Mn:0.075%、S:0.028%、N:0.008%、Sn:0.100%、Cu:0.070%、Cr:0.050%を含有し、さらに、表4に示す含有量(質量%)のsol.Alを含有し、残部がFe及び不純物であるスラブを準備した。
[Production of grain-oriented electrical steel sheets for each test number]
The chemical composition is mass %, C: 0.077%, Si: 3.45%, Mn: 0.075%, S: 0.028%, N: 0.008%, Sn: 0.100%, Cu: 0.070%, Cr: 0.050%, and sol. A slab containing Al with the balance being Fe and impurities was prepared.
各試験番号のスラブを加熱炉にて1350℃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、板厚2.3mmの熱延鋼板を製造した。仕上げ圧延温度(℃)は、いずれの試験番号においても1000~1100℃の範囲内であった。 The slabs of each test number were heated to 1350°C in a heating furnace. A hot-rolling process was performed on the heated slab to produce a hot-rolled steel sheet with a thickness of 2.3 mm. The finish rolling temperature (°C) was within the range of 1000 to 1100°C in any test number.
熱延鋼板に対して、冷間圧延前焼鈍工程を実施した。冷間圧延前焼鈍工程では、熱延鋼板を1120℃まで加熱し、その後、焼鈍温度を900℃、焼鈍温度での保持時間を40秒として、熱延鋼板を焼鈍した。 An annealing step before cold rolling was performed on the hot-rolled steel sheet. In the pre-cold-rolling annealing step, the hot-rolled steel sheet was heated to 1120°C, and then annealed at an annealing temperature of 900°C for a holding time of 40 seconds.
冷間圧延前焼鈍工程後の鋼板に対して、1回の冷間圧延を実施して、厚さ0.17mm、0.22mmの冷延鋼板を製造した。冷間圧延工程での累積冷延率は、90.4~92.6%であった。 After the pre-cold-rolling annealing process, the steel sheet was cold-rolled once to produce a cold-rolled steel sheet with a thickness of 0.17 mm and 0.22 mm. The cumulative cold rolling reduction in the cold rolling process was 90.4-92.6%.
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850℃とした。脱炭焼鈍処理を実施する熱処理炉内の雰囲気を、水素及び窒素を含有する周知の湿潤雰囲気とした。そして、昇温工程での雰囲気中の酸素ポテンシャル(PH2O/PH2)を0.1とした。さらに、昇温中の500~700℃での平均昇温速度RR500-700を表4に示す値とした。なお、本実施例において、常温~500℃未満、及び700℃超~脱炭焼鈍温度の温度域においても、昇温速度を平均昇温速度RR500-700と同じとした。 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 set to 850°C. The atmosphere in the heat treatment furnace in which the decarburization annealing treatment was performed was a well-known wet atmosphere containing hydrogen and nitrogen. Then, the oxygen potential (P H2O /P H2 ) in the atmosphere in the heating process was set to 0.1. Furthermore, the values shown in Table 4 were taken as the average temperature increase rate RR 500-700 at 500 to 700°C during temperature increase. In this example, the temperature increase rate was the same as the average temperature increase rate RR 500-700 in the temperature range from room temperature to less than 500° C. and from over 700° C. to the decarburization annealing temperature.
脱炭焼鈍後の鋼板の表面に、MgOを主成分とする焼鈍分離剤(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。 An annealing separating agent (aqueous slurry) containing MgO as a main component was applied to the surface of the steel sheet after decarburization annealing, and then wound into a coil. Finish annealing was performed on the steel sheet wound into a coil. The finish annealing temperature was set to 1150° C., and the holding time at the finish annealing temperature was set to 10 hours. The steel sheet 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アルミニウムを主体とする絶縁コーティング剤を塗布した後、焼き付け及び形状矯正を目的とした平坦化焼鈍を実施した。平坦化焼鈍での焼鈍温度は900℃×30秒とし、平坦化焼鈍時に鋼板に付与する張力はいずれの試験番号も同じとした。二次被膜形成工程により、一次被膜上に、張力絶縁被膜である二次被膜を形成した。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 coating forming step was performed on the steel sheet after the finish annealing step. In the secondary film forming process, after applying an insulating coating agent mainly composed of colloidal silica and aluminum phosphate to the surface (on the primary film) of the grain-oriented electrical steel sheet after the finish annealing process, the purpose is baking and shape correction. A flattening annealing was performed. The annealing temperature in the flattening annealing was 900° C.×30 seconds, and the tension applied to the steel sheet during the flattening annealing was the same for all test numbers. A secondary coating, which is a tension insulating coating, was formed on the primary coating by the secondary coating forming step. The grain-oriented electrical steel sheets of each test number were manufactured by the manufacturing process described above.
[評価試験]
実施例1と同じ方法により、各試験番号の磁束密度B8、ゴス方位集積度B8/Bs、及び、鉄損W17/50を求めた。
[Evaluation test]
By the same method as in Example 1, the magnetic flux density B8, Goss orientation density B8/Bs, and core loss W 17/50 of each test number were obtained.
[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4~12、19~27では、いずれもスラブの化学組成が適切であり、Si含有量が式(1)を満たし、Al含有量が式(2)を満たし、かつ、各製造工程での条件も適切であった。その結果、いずれの試験番号においても、磁束密度B8は1.915T以上と高く、鉄損W17/50も0.779W/kg以下と低かった。したがって、これらの試験番号では、1回の冷間圧延であっても、磁気特性の優れた極薄手の方向性電磁鋼板が得られた。
[Test results]
Table 4 shows the test results obtained. With reference to Table 4, in test numbers 4 to 12 and 19 to 27, the chemical composition of the slab is appropriate, the Si content satisfies formula (1), and the Al content satisfies formula (2). And the conditions in each manufacturing process were also appropriate. As a result, in any test number, the magnetic flux density B8 was as high as 1.915 T or more, and the iron loss W17 /50 was also as low as 0.779 W/kg or less. Therefore, with these test numbers, an ultra-thin grain-oriented electrical steel sheet with excellent magnetic properties was obtained even with one cold rolling.
一方、試験番号1~3、16~18では、スラブの化学組成は適切であり、式(1)及び式(2)を満たすものの、脱炭焼鈍工程での500~700℃での平均昇温速度RR500-700が遅すぎた。そのため、磁束密度B8は1.915T未満と低く、鉄損W17/50も0.779W/kgを超えた。平均昇温速度RR500-700が遅すぎたため、一次焼鈍工程後の一次再結晶組織において、Σ9対応方位粒が十分に生成しなかったと考えられる。 On the other hand, in test numbers 1 to 3 and 16 to 18, the chemical composition of the slabs was appropriate and the formulas (1) and (2) were satisfied, but the average temperature rise in the decarburization annealing process was 500 to 700 ° C. Speed RR 500-700 was too slow. Therefore, the magnetic flux density B8 was as low as less than 1.915 T, and the core loss W 17/50 also exceeded 0.779 W/kg. It is considered that the Σ9 corresponding orientation grains were not sufficiently formed in the primary recrystallization structure after the primary annealing process because the average heating rate RR 500-700 was too slow.
試験番号13~15、28~30では、スラブの化学組成は適切であり、式(1)及び式(2)を満たすものの、脱炭焼鈍工程での500~700℃での平均昇温速度RR500-700が速すぎた。そのため、磁束密度B8が1.915T未満であり、鉄損W17/50も0.779W/kgを超えた。平均昇温速度RR500-700が速すぎたため、脱炭焼鈍工程後の一次再結晶組織において、Σ9対応方位である{111}<112>の再結晶粒が十分に生成しなかったと考えられる。 In test numbers 13 to 15 and 28 to 30, the chemical composition of the slabs was appropriate and the formulas (1) and (2) were satisfied. 500-700 was too fast. Therefore, the magnetic flux density B8 was less than 1.915 T, and the iron loss W 17/50 also exceeded 0.779 W/kg. It is considered that the recrystallized grains of {111}<112> corresponding to Σ9 were not sufficiently formed in the primary recrystallized structure after the decarburization annealing process because the average heating rate RR 500-700 was too fast.
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 above-described embodiments are merely examples for implementing the present invention. Therefore, the present invention is not limited to the above-described embodiment, and can be implemented by appropriately modifying the above-described embodiment without departing from the spirit of the present invention.
Claims (2)
C:0.020~0.100%、
Si:3.20~3.70%、
Mn:0.010~0.300%、
S及び/又はSe:合計で0.001~0.050%、
sol.Al:0.020~0.028%、
N:0.002~0.015%、
Sn:0~0.500%、
Cr:0~0.500%、
Cu:0~0.500%、及び、
残部:Fe及び不純物、
からなり、冷間圧延工程後の鋼板の板厚をD(mm)と定義したとき、式(1)及び式(2)を満たす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焼鈍処理を実施する冷間圧延前焼鈍工程と、
前記冷間圧延前焼鈍工程後の前記鋼板に対して、途中で焼鈍処理を実施することなく89.0~93.0%の冷延率で冷間圧延を実施して、前記板厚Dが0.17~0.22mmの前記鋼板を製造する冷間圧延工程と、
前記冷間圧延工程後の前記鋼板を脱炭焼鈍温度まで加熱し、500~700℃の温度域を、800~2400℃/秒の平均昇温速度で前記鋼板を加熱する昇温工程と、800~950℃の前記脱炭焼鈍温度で前記鋼板を保持して脱炭焼鈍を実施する脱炭工程とを含む、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、
を備える、方向性電磁鋼板の製造方法。
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol.Al≦0.04×D+0.0192 (2)
ここで、式(1)及び式(2)中の元素記号には、前記スラブの前記化学組成における対応する元素の含有量(質量%)が代入される。 The chemical composition is mass %,
C: 0.020 to 0.100%,
Si: 3.20 to 3.70%,
Mn: 0.010-0.300%,
S and / or Se: 0.001 to 0.050% in total,
sol. Al: 0.020-0.028%,
N: 0.002 to 0.015%,
Sn: 0 to 0.500%,
Cr: 0 to 0.500%,
Cu: 0 to 0.500%, and
Balance: Fe and impurities,
When the plate thickness of the steel plate after the cold rolling process is defined as D (mm), the slab that satisfies the formulas (1) and (2) is hot rolled to produce a steel plate. a rolling step;
A pre-cold rolling annealing step of performing an annealing treatment on the steel plate after the hot rolling step;
The steel sheet after the pre-cold-rolling annealing step is cold-rolled at a cold-rolling rate of 89.0 to 93.0% without performing an annealing treatment in the middle, and the thickness D is A cold rolling process for producing the steel plate of 0.17 to 0.22 mm;
A temperature rising step of heating the steel sheet after the cold rolling step to a decarburization annealing temperature, and heating the steel sheet in a temperature range of 500 to 700 ° C. at an average temperature rising rate of 800 to 2400 ° C./sec; a decarburization annealing step of holding the steel sheet at the decarburization annealing temperature of 800 to 950 ° C. and performing decarburization annealing;
An annealing separator application step of applying an annealing separator to the surface of the steel sheet after the decarburization annealing step;
A finish annealing step of performing finish annealing on the steel plate coated with the annealing separator;
A method for manufacturing a grain-oriented electrical steel sheet.
2×D+2.86≦Si≦2×D+3.26 (1)
0.04×D+0.0132≦sol. Al≦0.04×D+0.0192 (2)
Here, the content (% by mass) of the corresponding element in the chemical composition of the slab is substituted for the element symbols in formulas (1) and (2).
前記スラブの前記化学組成は、
Sn:0.005~0.500%、
Cr:0.010~0.500%、及び、
Cu:0.010~0.500%、
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,
The chemical composition of the slab is
Sn: 0.005 to 0.500%,
Cr: 0.010 to 0.500%, and
Cu: 0.010-0.500%,
A method for producing a grain-oriented electrical steel sheet containing one or more selected from the group consisting of
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