JP3835216B2 - Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、エアコンや冷蔵庫などのコンプレッサーモータ、電気自動車やハイブリッド自動車などの駆動用モータおよびスタータジェネレータなど、主として高効率モータに使用される、磁気特性および加工性に優れる無方向性電磁鋼板ならびにその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、地球環境問題がクローズアップされ、省エネルギーへの取り組みに対する要求は一段と高まってきている。これにともない、電気機器に多数使用されているモータの効率向上は極めて重要な課題となり、特に連続運転されることの多いエアコンや冷蔵庫のコンプレッサーモータに対して高効率化の要求が強い。
【０００３】
自動車についてもその燃費向上が積極的に推進されており、モータを駆動力として使用する電気自動車や、モータとガソリンエンジンあるいはモータとディーゼルエンジンを駆動力として併用するハイブリッド自動車の実用化が進められている。これらに用いられるモータも、限られたエネルギーの中で最大限の走行距離を確保するために、その効率向上は極めて重要である。
【０００４】
このように、地球環境問題の解決にはモータの高効率化が不可欠であり、その設計方針、制御技術などの変化から、鉄心材料としての無方向性電磁鋼板に要求される特性も、従来とは変化している。
【０００５】
エアコンや冷蔵庫のモータでは、モータ効率改善のために周波数を連続的に変化させることにより回転数を制御するインバータ駆動方式が主流となってきた。また、自動車の駆動用モータに関しても、自動車の走行速度に合わせてモータの回転数を低速回転から高速回転あるいはその逆へと常に変化させる必要があり、やはりインバータ駆動方式のモータが主流となってきた。これらのモータは従来の商用周波数（５０あるいは６０Ｈｚ）より高周波（１００〜１０００Ｈｚ）でかつ非正弦波、例えばＰＷＭ（パルス幅変調波）やＰＡＭ（パルス増幅変調波）などで使用されるため、鉄心素材には非正弦波での最適な高周波特性が求められる。
【０００６】
高周波域での鉄損低減には鋼板の固有抵抗増加による渦電流損失の低減が有効であり、例えば特開平１０−３２４９５７号公報に開示されているように、多量のＳｉを含有した無方向性電磁鋼板が使用されている。ところが、Ｓｉ含有量の多い鋼板はビッカース硬度の上昇を招き、打ち抜き加工性が不充分であった。したがって、Ｓｉ添加量の増加による鉄損低減は、モータ鉄心として用いるには実用面からの限界があった。
【０００７】
多量のＳｉを含有する無方向性電磁鋼板において打ち抜き加工性が不充分であるとは、鉄心形状に成形する連続打ち抜き工程で金型摩耗の進行が速く、打ち抜き端面の「かえり」が大きくなりやすいことをいう。
【０００８】
図１は、鋼板のビッカース硬度が打ち抜き加工性に及ぼす影響を示すグラフである。同図に示されるように、鋼板のビッカース硬度Ｈｖが高いと金型摩耗が著しく、１回の金型研磨当たりの、５０μｍを超えるような大きな「かえり」が生じるまでの連続打ち抜き回数が低下する。５０μｍを超える大きな「かえり」が生じると、占積率が低下し、素材の磁気特性がたとえ良好でもモータ性能が劣化する場合がある。
【０００９】
さらに、積層した鉄心間の導通を引き起こして渦電流損を増大させ、モータ効率の低下につながる。また、金型が早く摩耗するため、金型の取り替えで連続打ち抜き作業を中断する回数が多くなり、鉄心の生産効率が低下するとともに、金型の研磨費用も増加する。
【００１０】
鋼板の製造工程においても、多量のＳｉを含有した鋼板は脆いため、通常の工業的プロセスにおける鋼板の冷間圧延方法では割れが発生しやすいという欠点もあった。磁気特性改善には熱延板焼鈍により冷間圧延前の結晶粒径を粗大化することが有効であるが、Ｓｉを多量に含有した鋼板は結晶粒径の粗大化により特に遷移温度が高くなり、磁気特性改善効果と工業生産性との両立は困難であった。
【００１１】
なお、特開平１０−１８３３１１号公報には、Ｓｉ、Ｍｎ、Ａｌ含有量を特定の範囲として、鋼板表面のビッカース硬度Ｈｖを１６０以下とすることにより打ち抜き加工性を改善した無方向性電磁鋼板が示されている。しかし、高効率モータに必要な高周波域（１００〜１０００Ｈｚ）での低鉄損を得るためには、Ｓｉ、Ａｌ含有量を増加することが不可避であることから、高合金系の無方向性電磁鋼板の打ち抜き加工性を高める手法として、この技術を適用することは難しい。
【００１２】
また、特開２００１−７３０９８号公報には、Ｓｉ、Ｍｎ、Ａｌ含有量を特定の範囲として、鋼板表面のビッカース硬度Ｈｖを２２０以下とすることにより打ち抜き加工性と鉄損を両立させるようにした無方向性電磁鋼板が示されている。しかし、この公報には、商用周波数域の５０Ｈｚでの鉄損が示されているのみであって、良好な打ち抜き加工性と高周波域（１００〜１０００Ｈｚ）での低鉄損の両立については、開示されていなかった。
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、上記の従来技術における問題点を解決するためになされたものであり、その課題は、エアコンや冷蔵庫などのコンプレッサーモータ、電気自動車やハイブリッド自動車などの駆動用モータおよびスタータジェネレータなど、主として高効率モータの鉄心素材として必要な、優れた磁気特性、特に高周波域（１００〜１０００Ｈｚ）での鉄損特性の低下が小さいという磁気特性と鉄心への成形工程における打ち抜き加工性とを兼ね備える一方、鋼板製造時の冷間圧延性にも優れた無方向性電磁鋼板とその製造方法を提供することにある。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
本発明は、前記の課題に鑑みてなされたものであり、その要旨は下記（１）の無方向性電磁鋼板と下記（２）の無方向性電磁鋼板の製造方法にある。
【００１５】
（１）質量％で、Ｓｉ：０．５％以上１．５％以下、Ｍｎ：１．０％を超え３．０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：１．０〜２．５％、Ｐ：０．１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなり、不純物中のＣが０．００５％以下、Ｓが０．００５％以下、Ｎが０．００５％以下で、かつＳｉ、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌの関係が下記の(1)式および(2)式を満たし、鋼板表面のビッカース硬度Ｈｖが１６０を超え２２０以下である無方向性電磁鋼板。
【００１６】
３．０≦Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ≦６．０ ・・・・・ (1)
Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ ・・・・・・・・・・・・・・・・ (2)
ここで、式(1)および式(2)中の元素記号は、鋼中に含まれる各元素の含有量（質量％）を意味する。
【００１７】
（２）質量％で、Ｓｉ：０．５％以上１．５％以下、Ｍｎ：１．０％を超え３．０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：１．０〜２．５％、Ｐ：０．１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなり、不純物中のＣが０．００５％以下、Ｓが０．００５％以下、Ｎが０．００５％以下で、かつＳｉ、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌの関係が下記の(1)式および(2)式を満たす鋼を用いて無方向性電磁鋼板を製造する方法であって、下記ａ〜ｄの工程を有する無方向性電磁鋼板の製造方法。
【００１８】
３．０≦Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ≦６．０ ・・・・・ (1)
Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ ・・・・・・・・・・・・・・・・ (2)
ここで、式(1)および式(2)中の元素記号は、鋼中に含まれる各元素の含有量（質量％）を意味する。
【００１９】
ａ：鋼を１３００℃以下の温度に加熱し、熱間圧延をおこなった後、
ｂ：１回、または中間焼鈍をはさんで２回以上の冷間圧延をおこない、
ｃ：７００〜１１５０℃の温度範囲にて仕上げ焼鈍した後、
ｄ：有機物質または、有機物質および無機物質の混合物により鋼板の表面を被覆する。
【００２０】
上記（１）の無方向性電磁鋼板は、不純物としてのＴｉ含有量が０．００６質量％以下であることが好ましい。
【００２１】
また、上記（２）の製造方法は、工程ａとｂとの間に下記の工程ｅを有する方法であることが好ましく、また用いる鋼は不純物としてのＴｉ含有量が０．００６質量％以下であることが好ましい。
ｅ：６５０〜１１００℃の温度範囲にて熱延板焼鈍をおこなう。
【００２２】
本発明者らは、下記に述べるような詳細な検討およびそれに基づく知見をもとに、上記の本発明を完成させた。
【００２３】
インバータ制御されるモータの高効率化には、固有抵抗の増加が有効である。固有抵抗はできる限り高い方がよいが、合金元素の含有量の増加による硬度の増加は避けられない。鉄心への成形工程における打ち抜き加工性は硬度に大きく影響されるため、同一の固有抵抗であっても、より硬度の低い材料が実用上好ましい。逆に同一の硬度であれば、より固有抵抗の高い方がモータの効率向上につながる。
【００２４】
Ｂｏｚｏｒｔｈ：Ｆｅｒｒｏｍａｇｎｅｔｉｓｍ（１９５１）、Ｐ４０に記載されているように、鉄の固有抵抗の上昇に対するＳｉとＡｌの寄与の大きさはほぼ同程度であり、ＭｎはＳｉの約１／２である。これに対して、硬度上昇に対するＳｉの寄与は圧倒的に大きく、Ａｌ、Ｍｎの順に小さくなる。
【００２５】
そこで、本発明者らは、まず、Ｓｉ、ｓｏｌ．Ａｌ、Ｍｎの含有量を種々変化させた鋼の固有抵抗について詳細に検討をおこなった。それによれば、Ｍｎ含有量の増加による固有抵抗の上昇効果は従来の知見よりも大きく、Ｓｉの場合の約６０％程度であることが判明した。そこで、本発明者らはこの点に着目し、従来の技術的認識とは逆に、Ｓｉ含有量の増加を極力抑え、むしろｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎ含有量を増加させることによって磁気特性と鉄心への打ち抜き加工性の両立が可能なことを新たに知見した。
【００２６】
特に、従来あまり着目されることのなかったＭｎについて詳細に検討をおこない、Ｓｉ、ｓｏｌ．Ａｌ含有鋼と同一の固有抵抗とするために、Ｍｎ含有量をＳｉ含有量のおよそ１．７倍としても、Ｍｎ含有量の増加による硬度上昇は少ないとの知見を得て、Ｍｎを積極的に含有させることとした。
【００２７】
冷間圧延時の破断は、鋼板の硬度のみならず靱性に起因している。硬度が同一の場合、磁気特性の改善のために冷間圧延前の粒径を粗大化させると冷間圧延母材の靱性は劣化する。本発明者らは、先の知見に基づき、鋼板の靱性について調査した結果、Ｓｉを低減し、ｓｏｌ．Ａｌ、Ｍｎを積極的に含有させることにより、同一硬度であっても、母材の冷間圧延性を確保し、高温の熱延板焼鈍による磁気特性改善および工業生産性を両立できることを見いだし、本発明を完成させた。
【００２８】
【発明の実施の形態】
以下、本発明における各構成要件について詳細に説明する。なお、本発明において、％は質量％を表す。
【００２９】
（Ａ）化学組成
Ｓｉ：０．５％以上１．５％以下
Ｓｉ含有量が増加すると鋼板の固有抵抗が上昇し、渦電流損が低下して鉄損が低減する。しかし、Ｓｉは強度を著しく上昇させる元素であり、多量の含有は製品の打ち抜き加工性および冷間圧延母材の靱性を著しく劣化させる。このため、Ｓｉ含有量は１．５％以下とする。このように、打ち抜き加工性を向上させる観点からはＳｉ含有量を低くするのが望ましいが、過度に低くすると強度の確保が困難になるので、その下限は０．５％とする。好ましい下限は０．６％、より好ましい下限は０．７％である。なお、Ｓｉ含有量は、上記の範囲内において、前述した(1) 式および(2) 式の両方を満足する量とする必要がある。また、Ｓｉ含有量は、上記の範囲内において、要求される鉄損レベルと所望の硬度に応じて決定する。
【００３０】
Ｍｎ：１．０％を超え３．０％以下
Ｍｎの固有抵抗上昇への寄与はＳｉのおよそ６０％であるが、同一の固有抵抗とするためにＳｉ、ｓｏｌ．Ａｌのおよそ１．７倍の含有量としても鋼板の硬度上昇および靱性劣化は極くわずかである。打ち抜き加工性および冷間圧延母材の靱性と磁気特性を両立させるために極めて重要な元素である。Ｍｎ含有量が１．０％以下では鉄損低減の効果が不充分であり、３．０％を超えて含有させると合金コストの上昇を招くとともに、α−γ変態を生じ、結晶粒成長と硬度調整を目的とした最終の仕上げ焼鈍温度を確保できなくなる。したがって、Ｍｎ含有量は１．０％を超え３．０％以下とする。好ましい範囲は１．５％を超え３．０％以下である。なお、Ｍｎ含有量は、上記のＳｉおよびｓｏｌ．Ａｌと同様に、上記の範囲内において、前述した(1) 式および(2) 式の両方を満足する量とする必要がある。また、Ｍｎ含有量は、上記の範囲において、要求される鉄損レベルと所望の硬度に応じて決定する。
【００３１】
ｓｏｌ．Ａｌ：１．０〜２．５％
Ａｌは、上記のＳｉとほぼ同程度の固有抵抗上昇の効果があり、渦電流損を低下させて鉄損を低減させる。しかも、Ｓｉと比べると含有量当たりの鋼板の強度（硬度）上昇が小さいため、打ち抜き加工性と磁気特性の両立を図る上で極めて重要な元素である。Ｓｉ含有量の低減による鉄損増加を補うためにはｓｏｌ．Ａｌ含有量で１．０％以上含有させる必要がある。好ましくは１．２％以上である。このように、Ａｌは強度（硬度）増加に対する寄与が小さいので、固有抵抗上昇による渦電流損失低減の観点からはｓｏｌ．Ａｌ含有量は多ければ多いほどよい。しかし、Ａｌは磁歪を増加させる元素であり、磁歪の増加はヒステリシス損失の増加につながる。この効果はｓｏｌ．Ａｌ含有量が２．５％を超えると特に顕著になることから、ｓｏｌ．Ａｌ含有量の上限は２．５％とする。なお、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は、上記のＳｉと同様に、上記の範囲内において、前述した(1)式および(2)式の両方を満足する量とする必要がある。また、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は、上記の範囲において、要求される鉄損レベルと所望の硬度に応じて決定する。
【００３２】
Ｐ：０．１％以下、
Ｐには、鋼板の強度を上昇させる作用があり、使用目的に応じて材料強度を確保するために積極的に添加含有させてもよく、また、不純物として含有されていてもよい。しかし、０．１％を超えて含有させると、冷間圧延時に破断を引き起こす。このためＰ含有量は０．１％以下とする。
【００３３】
Ｃ：０．００５％以下
Ｃは、不純物元素で、製品中に残存すると鉄損に悪影響を及ぼすので、その含有量は少ないほど好ましい。特に、Ｃ含有量が過剰の場合は、鉄心として使用中に鋼中の固溶炭素が炭化物として析出し、鉄損の悪化を生じるので、その含有量は０．００５％以下とする。好ましくは０．００３％以下とするのが望ましい。
【００３４】
Ｓ：０．０１％以下
Ｓは、不純物元素で、析出物や介在物を形成して磁気特性を劣化させるので、０．０１％以下とする。望ましくは０．００５％以下である。なお、Ｓ含有量は低ければ低いほどよい。
【００３５】
Ｎ：０．００５％以下
Ｎは、不純物元素で、過剰なＮは窒化物を形成して鉄損を増加させるので、０．００５％以下とする。望ましくは０．００４％以下である。なお、Ｎ含有量は低ければ低いほどよい。
【００３６】
Ｓｉ、ｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎの関係：
前述したように、ＳｉとＡｌは、鋼板の固有抵抗上昇に及ぼす寄与がほぼ同等であるのに対し、ＭｎはＳｉのおよそ６０％の寄与である。そこで、本発明では鋼板の固有抵抗を調整する目的で、「Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ」の値を適正範囲に規定する。本発明の目的とする低鉄損材を得るには、Ｓｉ、ｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎの各含有量を、「Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ」で３．０以上とする必要がある。一方、多量の添加は、磁束密度の過度の低下に繋がるため、上限を６．０とする。
【００３７】
また、本発明では、３．０≦Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ≦６．０の範囲内で、Ｓｉをｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎに置換することにより固有抵抗と鋼板の強度のバランスを調整することを基本としている。したがって、ｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎがＳｉに対して一定の割合以上含有されていることが前提となる。前述した式(2) の「Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ」は、この前提を定めたものである。式(2) の好ましい関係は「１．２Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ」である。この関係を満たす範囲にＳｉ、ｓｏｌ．ＡｌおよびＭｎ含有量を調整することにより、固有抵抗低下を伴うことなく、硬度低減および靭性向上が可能となる。また、硬度上昇および靭性劣化を伴うことなく、固有抵抗増加が可能となる。すなわち、鉄損特性の劣化を伴うことなく、鋼板の打ち抜き加工性ならびに冷間圧延性が高められ、打ち抜き加工性および冷間加工性の劣化を伴うことなく、鉄損特性を改善できる。
【００３８】
Ｔｉ：０．００６％以下
不純物としてのＴｉは、微細な析出物を形成して結晶粒成長および磁壁移動を阻害し、磁気特性および硬度に悪影響を及ぼすため極力低減するのがよい。ところが、Ａｌを多量に含有する鋼では、スラグ中のＴｉ酸化物がＡｌにより還元されるために混入しやすく、Ｔｉ含有量の安定的な低減は極めて困難である。しかし、ＡｌとＭｎの含有量を高めた本発明の鋼では、Ｔｉ含有量が０．００６％以下であれば特性劣化は僅かである。これは、多量のＭｎ添加によりＳの悪影響が緩和され、Ｔｉをある程度含有していても全体としての特性劣化量が小さくなったことに起因すると考えられる。したがって、本発明ではＴｉ含有量を０．００６％以下とするのが好ましく、望ましくは０．００５％以下とするのがより好ましい。
【００３９】
（Ｂ）硬度
鋼板の機械的性質の中でも、硬度の管理は高効率モータに用いられる電磁鋼板においては極めて重要である。
【００４０】
前述した図１は、Ｃ：０．００２％、Ｐ：０．０２％、Ｓ：０．００３％、Ｎ：０．００４％を基本成分とし、Ｓｉ、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌ含有量を種々変化させた残部Ｆｅよりなる鋼を用いて製造した鋼板に、公知の表面被覆、具体的にはアクリル樹脂エマルジョン、クロム酸マグネシウムおよびホウ酸の混合物を０．４μｍの厚さで施した板厚０．３５ｍｍの無方向性電磁鋼板につき、下記条件での打ち抜き加工性を調査した結果を示す図である。
【００４１】
なお、打ち抜き試験は、超硬金型を用い、コア形状：縦１７ｍｍ×横１７ｍｍ、ストローク数：３５０回／分、クリアランス：５％で連続しておこなった。ここで、打ち抜き加工性は、打ち抜いたブランクのかえり高さが５０μｍを超えるまでの打ち抜き回数で評価した。
【００４２】
図１に示すように、鋼板表面の硬度がビッカース硬度Ｈｖで２２０を超えると打ち抜き金型の摩耗が顕著になり、かえり高さが５０μｍに達するまでの打ち抜き回数が１００万回以下となる。そのため、金型を研磨する必要が生じ、鉄心の生産性が大幅に低下する。
【００４３】
また、摩耗した金型で打ち抜かれた鋼板はかえりが大きくなりやすく、積層した鉄心間の導通を引き起こし渦電流損を増大させ、モータの効率低下につながる。１回の研磨当たりの打ち抜き回数が１００万回以上、すなわち、ビッカース硬度Ｈｖが２２０以下なる条件は鉄心製造コストの観点から重要であり、本発明でもビッカース硬度Ｈｖの上限は２２０とする。
【００４４】
打ち抜き性の観点からは硬度は低いほど好ましいが、過度に低くなると、高速回転するロータに用いた場合には、材料強度を確保することができない。特に、永久磁石をロータ内部に埋め込んだ形式のいわゆるＩＰＭモータに用いる場合には材料強度は極めて重要となり、硬度が１６０以下になると材料強度不足となる。したがって、硬度はビッカース硬度Ｈｖで１６０を超え２２０以下とする。好ましい範囲は１６０を超え２１０以下、より好ましい範囲は１６０を超え２００以下である。
【００４５】
なお、ビッカース硬度Ｈｖは、ＪＩＳ Ｚ ２２４４に準じて試験力：９．８０７〜４９．０３Ｎ（試験荷重：１〜５ｋｇ）の範囲で選定し、鋼板表面にて測定すればよい。
【００４６】
以上、化学組成と硬度について詳細に説明した。鉄損は結晶粒径および板厚にも影響され、打ち抜き加工性は鋼板表面の被覆にも影響される。しかしながら、結晶粒径、板厚、鋼板表面の被覆が同等の条件で比較した場合、前述した化学組成と硬度の条件を満たしていれば、打ち抜き加工性と磁気特性の両立が可能である。したがって、本発明では結晶粒径、板厚および鋼板表面の被覆は特に規定しないが、望ましい結晶粒径の範囲は６０〜２００μｍであり、望ましい板厚の範囲は０．１〜０．６ｍｍである。これらの範囲内で、使用される周波数域に応じて結晶粒径、板厚を選択すればよい。
【００４７】
また、鋼板表面の被覆については、重クロム酸塩−ホウ酸−樹脂系コーティング物質を用いることができる。また、リン酸塩−樹脂系あるいはシリカ−樹脂系のコーティング物質でもよい。すなわち、絶縁性確保のための無機系バインダ（重クロム酸塩−ホウ酸系、リン酸塩系、シリカ系）と打ち抜き加工性確保のための樹脂との混合物を用いて被覆すればよい。
【００４８】
樹脂としては、一般的なアクリル系、アクリルスチレン系、アクリルシリコン系、シリコン系、ポリエステル系、エポキシ系、フッ素系樹脂が使用できる。また、塗装性（ロールコート性）を考慮すると、エマルジョンタイプの樹脂を用いるのが好ましい。
【００４９】
以上のように、化学組成と硬度をそれぞれ最適化した本発明の無方向性電磁鋼板をインバータ制御されるエアコン、冷蔵庫のコンプレッサーモータ、自動車の駆動用モータ、スタータジェネレータなどの自動車電装部品のモータの鉄心に使用すると、次の効果がある。
【００５０】
これらのモータは大量生産が前提のモータであり、連続打ち抜き工程での金型寿命が永く、積層形状が良好なため、作業性が極めてよい。また、駆動周波数が０〜１０ｋＨｚ程度の範囲で変動するインバータ制御において、幅広い周波数領域で鉄損が低く、従来にもまして高いモータ効率の向上がはかられる。さらに、同程度の固有抵抗で比較した場合、従来の無方向性電磁鋼板に比較して靱性が確保されているため、磁気特性改善を目的とした熱延板焼鈍により結晶粒径を粗大化しても冷間圧延時に破断しないという工業生産上の利点も有する。
【００５１】
（Ｃ）圧延、焼鈍などの工程
次に、本発明にかかる電磁鋼板製造における圧延、焼鈍などの工程について説明する。
【００５２】
（スラブ加熱、熱間圧延）
上記の化学組成を有する鋼からなるスラブは１３００℃以下の温度で加熱し、通常の熱間圧延をおこなう。これは、スラブ加熱温度が１３００℃を超えると、鋼中のＭｎＳが固溶して熱延中に微細析出し、磁気特性の劣化を招くためである。一方、スラブ加熱温度が１０００℃未満では圧延性が低下する。したがって、加熱温度は１０００〜１３００℃と限定する。望ましい範囲は１０５０〜１２５０℃である。なお、熱間圧延の前記以外の条件は、公知の条件に従えばよく、特に限定されない。
【００５３】
（熱延板焼鈍、冷間圧延）
熱間圧延後、必要に応じて磁気特性改善のために熱延板焼鈍をおこなう。これは、冷間圧延前の結晶粒径を粗大化することによって、磁気的に好ましい集合組織の制御する、具体的には｛１１１｝再結晶粒を低減するためである。しかし、６５０℃未満で焼鈍したのでは磁気特性改善の効果が得られず、１１００℃を超えるとその効果が飽和する。したがって、磁気特性改善効果を得るために熱延板焼鈍をおこなう場合の焼鈍温度は６５０〜１１００℃とするのがよい。
【００５４】
なお、熱延板焼鈍を箱焼鈍でおこなう場合には６５０〜９００℃、連続焼鈍でおこなう場合には８５０〜１１００℃とするのが好ましい。また、焼鈍時間に制限はないが、生産性の観点から、箱焼鈍の場合には３０分〜２４時間、連続焼鈍の場合には２０〜３００秒とするのが好ましい。さらに、磁気特性を効果的に改善するには、熱延板焼鈍によって冷間圧延前の結晶粒径を１００μｍ以上に調整するのが好ましい。
【００５５】
冷間圧延は、１回または中間焼鈍をはさむ２回以上でおこない、所望の板厚を有する鋼板とする。ここで、１回の冷間圧延とは、中間焼鈍をはさまずに所望の板厚まで冷間圧延することをいう。また、２回以上の冷間圧延とは、中間焼鈍をはさんで複数回の冷間圧延をおこなうことをいう。
【００５６】
なお、本発明で規定する範囲の化学組成を有する鋼であれば、冷間圧延母材の靱性が確保されていることから、熱延板焼鈍によって冷間圧延前の結晶粒径を１３０μｍ以上に調整しても何らの問題もない。また、１回の冷間圧延で所望の板厚まで仕上げるのが製造コストの面からは望ましいが、目的に応じて選択すればよい。
【００５７】
さらに、冷間圧延を２回以上おこなう場合における中間焼鈍条件は、特に制限されない。しかし、６５０℃未満の温度で中間焼鈍したのでは磁気特性が劣化する場合があり、逆に１１００℃を超える温度で中間焼鈍すると引き続く冷間圧延時に破断する場合もあるため、中間焼鈍は６５０〜１１００℃でおこなうのがよい。
【００５８】
（仕上げ焼鈍）
仕上げ焼鈍は連続焼鈍による方法が好ましい。この焼鈍によって、鋼板表面の硬度をビッカース硬度Ｈｖで１６０〜２２０とする。仕上げ焼鈍温度が７００℃未満では、再結晶組織が十分に得られず磁気特性は不良となり、また、硬さの上昇をも招く。一方、仕上げ焼鈍温度が１１５０℃を超えると結晶粒が著しく粗大化し、商用周波数以上での鉄損の増加につながり好ましくないだけでなく、モータ鉄心への打ち抜き加工の際に割れを生じる場合もある。したがって、仕上げ焼鈍温度は７００〜１１５０℃とする。望ましい範囲は８００〜１１５０℃である。なお、前記以外の焼鈍条件は、特に限定しない。
【００５９】
仕上げ焼鈍後の鋼板が打ち抜き加工性を重視する用途用の場合には、その表面に樹脂のみ、あるいは樹脂と無機質バインダーとの混合物からなる表面被覆を施すのが好ましい。このような仕上げ焼鈍後の表面被覆については、特に限定しない。
【００６０】
【実施例】
以下、本発明の実施例について説明する。
表１に示されるような各種の条件にて鋼板を試作し、試験をおこなった。
【００６１】
【表１】

【００６２】
種々の化学組成を有するスラブを所定の温度に加熱し、熱間圧延をおこなった後、酸洗した。なお、熱間圧延仕上げ温度は８３０℃、巻き取り温度は５８０℃とした。
【００６３】
試番１〜１８および２３〜３２については、その後、熱延板の焼鈍（以下、「熱延板焼鈍」という）をおこなった。ここで、熱延板焼鈍は、水素雰囲気中にて１０時間の箱焼鈍とし、熱延板焼鈍後の結晶粒径（冷間圧延前の結晶粒径）を１３０〜１４０μｍに調整した。
【００６４】
さらに、試番１、５〜９、１４、１６〜１８および２３〜３２については、１回の冷間圧延により、０．３５ｍｍの厚さに仕上げた。
【００６５】
一方、試番２０については、熱延板焼鈍をおこなわず、且つ、１回の冷間圧延により０．３５ｍｍの厚さに仕上げた。また、試番２２については、熱延板焼鈍をおこなわず、且つ、中間焼鈍をはさむ２回の冷間圧延により０．３５ｍｍの厚さに仕上げた。
【００６６】
連続焼鈍による仕上げ焼鈍後、アクリル樹脂エマルジョン、クロム酸マグネシウムおよびホウ酸の混合物からなる膜厚０．４μｍの表面被覆を施した。
【００６７】
磁気特性については、７５０℃で２時間保持する歪取焼鈍後に、ＪＩＳ Ｃ ２５５０に規定された２５ｃｍエプスタイン試験枠を用い、非正弦波のうちＰＷＭ（パルス幅変調）により、キャリア周波数が３ｋＨｚ、励磁周波数が５０Ｈｚ、磁束密度が１．５Ｔのときの鉄損（Ｗ１５／５０：単位Ｗ／ｋｇ）と、励磁周波数が１ｋＨｚ、磁束密度が０．５Ｔのときの鉄損（Ｗ５／１０００：単位Ｗ／ｋｇ）を測定した。
【００６８】
表面硬さは、ＪＩＳ Ｚ ２２４４に準じて試験力：９．８０７Ｎ（試験荷重：１ｋｇ）で測定した。
【００６９】
打ち抜き加工性については、連続打ち抜き試験を実施し、打ち抜き後のブランクのかえり高さが５０μｍを超えるまでの打ち抜き回数で評価した。なお、打ち抜き試験条件は前述のとおりである。
【００７０】
これらの試験結果を表２に示した。
【００７１】
【表２】

【００７２】
試番２３は、Ｃの含有量が本発明で規定する範囲の上限値を超えているために磁気特性が劣っている。また、この試番２３は、鉄心としての使用中における磁気特性の劣化の問題をも有していた。
【００７３】
試番２４は、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌ含有量が本発明の範囲の下限値を下回っており、しかもこれら２元素とＳｉの関係が(1) 式および(2) 式とも満たしていないため、同等の硬度を有する鋼板（例えば、試番１および試番９の鋼板）に比べて磁気特性が劣っている。
【００７４】
試番２５はＮ含有量、試番２６はＳ含有量が本発明の範囲の上限値を超えているために磁気特性が劣っている。
【００７５】
試番２７は、Ｐの含有量が本発明の範囲の上限値を超えているために冷間圧延母材の靱性を確保できず、冷間圧延時に破断した。
【００７６】
試番２８は、Ｓｉ含有量が本発明の範囲の下限値を下回っており、しかもＳｉ、Ｍｎ、ｓｏｌ．Ａｌの関係が(1) 式を満たしていないために磁気特性が劣るとともに、硬度も１３２と低く高速回転時に必要な材料強度を確保できていない。
【００７７】
試番２９は、ＳｉとＭｎの含有量が本発明の範囲外で、かつこの２元素とｓｏｌ．Ａｌとの関係が(2) 式を満たしていないために冷間圧延母材の靱性を確保できず、冷間圧延時に破断した。
【００７８】
試番３０は、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が本発明の範囲の上限値を超えているために磁気特性が劣っている。
【００７９】
試番３１は、ＳｉとＭｎの含有量が本発明の範囲外で、かつこの２元素とｓｏｌ．Ａｌとの関係が(2) 式を満たしていないために硬度が２２２と高く、打ち抜き加工性が劣っている。
【００８０】
試番３２は、鋼の化学組成は本発明の範囲内であるが、仕上げ焼鈍温度が低いために再結晶が不十分で、結晶粒径が３０μｍと細かく、しかも硬度も２２５と高く、磁気特性、打ち抜き加工性ともに劣っている。
【００８１】
一方、鋼の化学組成、製造条件および表面硬度のいずれもが本発明の範囲内である試番１〜２２は、冷延母材の靱性が確保されいて冷間圧延時に破断することなく鋼板に成形することができ、しかも磁気特性および打ち抜き加工性ともに良好である。
【００８２】
具体的には、「Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ」の値が同程度の試番７と上記の試番３１を比較すると、磁気特性は同程度であるが、試番７はＳｉ量とｓｏｌ．Ａｌ、Ｍｎ量のバランスが良好なために打ち抜き加工性が極めて良好である。また、同程度の硬度を有する試番９および１６と上記の試番２４を比較すると、打ち抜き加工性は同程度であるが、試番９および１６はＳｉ量とｓｏｌ．Ａｌ、Ｍｎ量のバランスが良好なために特に高周波における鉄損が良好である。
【００８３】
このように試番１〜２２は、化学組成が本発明の範囲内にあり、Ｓｉ量とｓｏｌ．Ａｌ、Ｍｎ量のバランスが良好なため、従来のＳｉ含有量の高い場合（上記の試番３１）と比較して、鉄心への打ち抜き加工性を維持したまま磁気特性が向上している。言いかえれば、磁気特性を維持したまま打ち抜き加工性が改善されている。特に、試番１〜７、１４および１６では、上記の試番３１よりも「Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ」の値が高いにもかかわらず硬度が低く、磁気特性、打ち抜き加工性とも大きく改善されている。
【００８４】
また、試番２０および２２は、熱延板焼鈍をおこなっていないので、熱延板焼鈍をおこなった鋼の化学組成が同じかまたはほぼ同じ試番１６と比べると磁気特性は若干劣るものの、打ち抜き加工性は良好ある。
【００８５】
なお、試番１６〜１８は、不純物としてのＴｉの影響を調べた例であるが、不純物としてのＴｉ含有量を０．００６％以下に抑制すると、磁気特性および打ち抜き加工性ともに大きく改善されることがわかる。
【００８６】
【発明の効果】
本発明の無方向性電磁鋼板は、エアコンや冷蔵庫などのインバータ制御によるコンプレッサーモータ、電気自動車やハイブリッド自動車などのインバータ制御される自動車の駆動用モータおよびスタータジェネレータなどの自動車電装部品用モータの鉄心素材として、打ち抜き加工性に優れるとともに、鉄損が低く、モータ効率の向上に大きく寄与することができる。また、本発明の製造方法によれば、上記の無方向性電磁鋼板を高い工業生産性のもとに製造することができ、本発明は製品および製造方法の両面から、産業の発展に寄与するところ大である。
【図面の簡単な説明】
【図１】鋼板のビッカース硬度が打ち抜き加工性に及ぼす影響を示すグラフである。[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a non-oriented electrical steel sheet excellent in magnetic properties and workability, which is mainly used for a high efficiency motor such as a compressor motor such as an air conditioner or a refrigerator, a drive motor and a starter generator for an electric vehicle or a hybrid vehicle, and the like. It relates to a manufacturing method.
[0002]
[Prior art]
In recent years, global environmental issues have been highlighted, and the demand for energy conservation efforts has increased further. In connection with this, improvement in the efficiency of motors used in a large number of electric devices becomes an extremely important issue, and there is a strong demand for higher efficiency particularly in air conditioners and refrigerator compressor motors that are frequently operated continuously.
[0003]
Improvements in fuel efficiency are also being actively promoted for automobiles, and electric cars that use a motor as a driving force, and hybrid cars that use a motor and a gasoline engine or a motor and a diesel engine as driving forces are being put into practical use. Yes. It is extremely important to improve the efficiency of the motors used in these motors in order to secure the maximum travel distance with limited energy.
[0004]
In this way, high efficiency of motors is indispensable for solving global environmental problems, and due to changes in its design policy and control technology, the characteristics required for non-oriented electrical steel sheets as iron core materials are Is changing.
[0005]
In motors for air conditioners and refrigerators, an inverter drive system that controls the number of revolutions by continuously changing the frequency has been the mainstream in order to improve motor efficiency. As for motors for driving automobiles, it is necessary to constantly change the motor rotation speed from low speed to high speed or vice versa according to the driving speed of the car, and inverter-driven motors have become the mainstream. It was. These motors have a higher frequency (100 to 1000 Hz) than the conventional commercial frequency (50 or 60 Hz) and are used in non-sinusoidal waves such as PWM (pulse width modulation wave) and PAM (pulse amplification modulation wave). The material is required to have optimum high-frequency characteristics with a non-sinusoidal wave.
[0006]
Reduction of eddy current loss by increasing the specific resistance of a steel sheet is effective for reducing iron loss in a high frequency region. For example, as disclosed in JP-A-10-324957, non-directionality containing a large amount of Si Electrical steel sheets are used. However, a steel sheet with a high Si content caused an increase in Vickers hardness, and punching workability was insufficient. Therefore, the reduction in iron loss due to an increase in the amount of Si added has a practical limit for use as a motor core.
[0007]
Insufficient punching workability in non-oriented electrical steel sheets containing a large amount of Si means that the die wear progresses rapidly in the continuous punching process of forming into an iron core shape, and the “burr” on the punched end surface tends to increase. That means.
[0008]
FIG. 1 is a graph showing the effect of Vickers hardness of a steel sheet on punching workability. As shown in the figure, when the Vickers hardness Hv of the steel sheet is high, the mold wear is remarkable, and the number of continuous punching until a large “burr” exceeding 50 μm per one mold polishing is reduced. . When a large “bounce” exceeding 50 μm occurs, the space factor decreases, and even if the magnetic characteristics of the material are good, the motor performance may deteriorate.
[0009]
Furthermore, conduction between the laminated iron cores is caused to increase eddy current loss, leading to a reduction in motor efficiency. In addition, because the mold wears quickly, the number of times of continuous punching operation is interrupted by replacing the mold, and the production efficiency of the iron core is lowered and the polishing cost of the mold is also increased.
[0010]
Also in the manufacturing process of a steel plate, since a steel plate containing a large amount of Si is brittle, the cold rolling method of a steel plate in a normal industrial process has a drawback that cracks are likely to occur. In order to improve the magnetic properties, it is effective to increase the grain size before cold rolling by hot-rolled sheet annealing, but the transition temperature of steel sheets containing a large amount of Si is particularly high due to the coarsening of the crystal grain size. Thus, it has been difficult to achieve both the magnetic property improvement effect and the industrial productivity.
[0011]
JP-A-10-183111 discloses a non-oriented electrical steel sheet that has improved punching workability by setting the Vickers hardness Hv of the steel sheet surface to 160 or less with the Si, Mn, and Al contents being in a specific range. It is shown. However, in order to obtain a low iron loss in a high frequency range (100 to 1000 Hz) necessary for a high efficiency motor, it is inevitable to increase the Si and Al contents. It is difficult to apply this technique as a technique for improving the punching workability of a steel sheet.
[0012]
Japanese Patent Laid-Open No. 2001-73098 discloses that punching workability and iron loss are compatible by setting the Vickers hardness Hv of the steel sheet surface to 220 or less, with the Si, Mn, and Al contents being in a specific range. A non-oriented electrical steel sheet is shown. However, this publication only shows iron loss at 50 Hz in the commercial frequency range, and it is disclosed about coexistence of good punching workability and low iron loss at high frequency range (100 to 1000 Hz). Was not.
[0013]
[Problems to be solved by the invention]
The present invention has been made in order to solve the above-described problems in the prior art, and the problem mainly includes compressor motors such as air conditioners and refrigerators, drive motors such as electric vehicles and hybrid vehicles, and starter generators. While combining the excellent magnetic properties required as a core material for high-efficiency motors, especially the magnetic properties that the loss of iron loss properties in the high frequency range (100 to 1000 Hz) is small, and the punching workability in the molding process to the core, An object of the present invention is to provide a non-oriented electrical steel sheet excellent in cold rollability at the time of manufacturing a steel sheet and a method for manufacturing the same.
[0014]
[Means for Solving the Problems]
This invention is made | formed in view of the said subject, The summary exists in the manufacturing method of the non-oriented electrical steel plate of the following (1) and the non-oriented electrical steel plate of the following (2).
[0015]
(1) By mass%, Si: 0.5% to 1.5% , Mn: more than 1.0%, 3.0% or less, sol. Al: 1.0 to 2.5 %, P: 0.1% or less, the balance being Fe and impurities, C in the impurity is 0.005% or less, S is 0.005% or less, N is 0.005% or less, and Si, Mn and sol. A non-oriented electrical steel sheet in which the relationship of Al satisfies the following expressions (1) and (2), and the Vickers hardness Hv of the steel sheet surface is more than 160 and 220 or less.
[0016]
3.0 ≦ Si + sol. Al + 0.6Mn ≦ 6.0 (1)
Si ≦ sol. Al + Mn (2)
Here, the element symbols in the formulas (1) and (2) mean the content (mass%) of each element contained in the steel.
[0017]
(2) By mass%, Si: 0.5% to 1.5% , Mn: more than 1.0% to 3.0% or less, sol. Al: 1.0 to 2.5 %, P: 0.1% or less, the balance being Fe and impurities, C in the impurity is 0.005% or less, S is 0.005% or less, N is 0.005% or less, and Si, Mn and sol. A method for producing a non-oriented electrical steel sheet using steel in which the relationship of Al satisfies the following formulas (1) and (2), comprising the following steps a to d: .
[0018]
3.0 ≦ Si + sol. Al + 0.6Mn ≦ 6.0 (1)
Si ≦ sol. Al + Mn (2)
Here, the element symbols in the formulas (1) and (2) mean the content (mass%) of each element contained in the steel.
[0019]
a: After heating the steel to a temperature of 1300 ° C. or less and performing hot rolling,
b: Cold rolling at least once with intermediate annealing or intermediate annealing,
c: After finish annealing in the temperature range of 700 to 1150 ° C.,
d: The surface of the steel sheet is coated with an organic substance or a mixture of an organic substance and an inorganic substance.
[0020]
The non-oriented electrical steel sheet (1) preferably has a Ti content as an impurity of 0.006% by mass or less.
[0021]
The production method (2) is preferably a method having the following step e between steps a and b, and the steel used has a Ti content as an impurity of 0.006% by mass or less. Preferably there is.
e: Hot-rolled sheet annealing is performed in a temperature range of 650 to 1100 ° C.
[0022]
The present inventors have completed the present invention described above based on the detailed examination and the knowledge based thereon as described below.
[0023]
Increasing the specific resistance is effective for increasing the efficiency of a motor controlled by an inverter. The specific resistance is preferably as high as possible, but an increase in hardness due to an increase in the content of alloy elements is inevitable. Since the punching workability in the forming process to the iron core is greatly influenced by the hardness, a material having a lower hardness is practically preferable even with the same specific resistance. On the other hand, if the hardness is the same, a higher specific resistance leads to improved motor efficiency.
[0024]
As described in Bozorth: Ferromagnetism (1951), P40, the magnitude of the contribution of Si and Al to the increase in the specific resistance of iron is approximately the same, and Mn is approximately ½ of Si. On the other hand, the contribution of Si to the increase in hardness is overwhelmingly large and decreases in the order of Al and Mn.
[0025]
Therefore, the present inventors first made Si, sol. The specific resistance of steel with various contents of Al and Mn was examined in detail. According to this, it has been found that the effect of increasing the specific resistance due to the increase in the Mn content is larger than the conventional knowledge and is about 60% of that in the case of Si. Therefore, the present inventors pay attention to this point, and conversely to the conventional technical recognition, the increase in the Si content is suppressed as much as possible. It was newly found out that it is possible to achieve both magnetic properties and punchability into the iron core by increasing the Al and Mn contents.
[0026]
In particular, Mn, which has not attracted much attention in the past, is studied in detail, and Si, sol. In order to achieve the same resistivity as Al-containing steel, even if the Mn content is about 1.7 times the Si content, the knowledge that the increase in hardness due to the increase in Mn content is small is obtained, and Mn is positively It was decided to make it contain.
[0027]
The fracture at the time of cold rolling is attributed not only to the hardness of the steel sheet but also toughness. When the hardness is the same, the toughness of the cold-rolled base material deteriorates when the grain size before cold rolling is increased to improve the magnetic properties. As a result of investigating the toughness of the steel sheet based on the previous knowledge, the present inventors reduced Si, and sol. By positively containing Al and Mn, it was found that even with the same hardness, the cold rolling property of the base material was ensured, and it was possible to achieve both improved magnetic properties and industrial productivity by high-temperature hot-rolled sheet annealing, The present invention has been completed.
[0028]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, each component in the present invention will be described in detail. In the present invention,% represents mass%.
[0029]
(A) Chemical composition Si: 0.5% or more and 1.5% or less When the Si content increases, the specific resistance of the steel sheet increases, the eddy current loss decreases, and the iron loss decreases. However, Si is an element that significantly increases the strength, and a large amount of Si significantly deteriorates the punchability of the product and the toughness of the cold rolled base metal. For this reason, Si content shall be 1.5% or less . As this, it is desirable to lower the Si content is from the viewpoint of improving punching workability, since the securing of the excessively low intensity is difficult, the lower limit is 0.5%. A preferred lower limit is 0.6%, and a more preferred lower limit is 0.7%. It should be noted that the Si content needs to be an amount that satisfies both the above-described formulas (1) and (2) within the above range. Further, the Si content is determined in accordance with the required iron loss level and desired hardness within the above range.
[0030]
Mn: more than 1.0% and not more than 3.0% Although the contribution of Mn to the increase in resistivity is approximately 60% of Si, Si, sol. Even when the content is about 1.7 times that of Al, the increase in hardness and toughness of the steel sheet are negligible. It is an extremely important element in order to achieve both punchability and cold rolled base metal toughness and magnetic properties. When the Mn content is 1.0% or less, the effect of reducing the iron loss is insufficient. When the Mn content exceeds 3.0%, the alloy cost is increased, and α-γ transformation is caused, and crystal grain growth is caused. The final finish annealing temperature for the purpose of adjusting the hardness cannot be secured. Therefore, the Mn content is more than 1.0% and not more than 3.0%. A preferable range is more than 1.5% and not more than 3.0%. In addition, Mn content is the above-mentioned Si and sol. Similar to Al, the amount must satisfy both the above-described formulas (1) and (2) within the above range. Further, the Mn content is determined in accordance with the required iron loss level and desired hardness in the above range.
[0031]
sol. Al: 1.0 to 2.5 %
Al has an effect of increasing the specific resistance substantially the same as that of the above-described Si, and reduces eddy current loss and iron loss. Moreover, since the increase in strength (hardness) of the steel sheet per content is small compared to Si, it is an extremely important element for achieving both punching workability and magnetic properties. In order to compensate for the increase in iron loss due to the reduction of the Si content, sol. It is necessary to contain 1.0% or more in terms of Al content. Preferably it is 1.2% or more. Thus, since Al contributes little to the increase in strength (hardness), it is sol. The higher the Al content, the better. However, Al is an element that increases magnetostriction, and an increase in magnetostriction leads to an increase in hysteresis loss. This effect is sol. When the Al content exceeds 2.5 %, it becomes particularly remarkable. The upper limit of the Al content is 2.5 %. Note that sol. The Al content needs to be an amount satisfying both the above-described formulas (1) and (2) within the above-mentioned range, similarly to the above-described Si. Also, sol. The Al content is determined in accordance with the required iron loss level and desired hardness within the above range.
[0032]
P: 0.1% or less,
P has an effect of increasing the strength of the steel sheet, and may be positively added and contained in order to ensure the material strength depending on the purpose of use, or may be contained as an impurity. However, if the content exceeds 0.1%, breakage occurs during cold rolling. Therefore, the P content is 0.1% or less.
[0033]
C: 0.005% or less C is an impurity element and, if remaining in the product, adversely affects iron loss. In particular, when the C content is excessive, solid solution carbon in the steel precipitates as carbide during use as an iron core, resulting in deterioration of iron loss, so the content is made 0.005% or less. Preferably it is 0.003% or less.
[0034]
S: 0.01% or less S is an impurity element, and forms precipitates and inclusions to deteriorate the magnetic characteristics. Desirably, it is 0.005% or less. In addition, the lower the S content, the better.
[0035]
N: 0.005% or less N is an impurity element. Excess N forms nitrides and increases iron loss, so the content is made 0.005% or less. Desirably, it is 0.004% or less. The lower the N content, the better.
[0036]
Si, sol. Relationship between Al and Mn:
As described above, Si and Al contribute substantially to the increase in the specific resistance of the steel sheet, whereas Mn contributes approximately 60% of Si. Therefore, in the present invention, for the purpose of adjusting the specific resistance of the steel sheet, the value of “Si + sol.Al + 0.6Mn” is defined within an appropriate range. In order to obtain the low iron loss material which is the object of the present invention, Si, sol. Each content of Al and Mn needs to be 3.0 or more in “Si + sol.Al + 0.6Mn”. On the other hand, addition of a large amount leads to an excessive decrease in magnetic flux density, so the upper limit is 6.0.
[0037]
In the present invention, 3.0 ≦ Si + sol. In the range of Al + 0.6Mn ≦ 6.0, Si is sol. Basically, the balance between the specific resistance and the strength of the steel sheet is adjusted by substituting Al and Mn. Therefore, sol. It is assumed that Al and Mn are contained in a certain ratio or more with respect to Si. “Si ≦ sol.Al + Mn” in the formula (2) described above defines this premise. A preferable relationship of the formula (2) is “1.2Si ≦ sol.Al + Mn”. Si, sol. By adjusting the Al and Mn contents, it is possible to reduce the hardness and improve the toughness without accompanying a decrease in specific resistance. Further, the specific resistance can be increased without increasing the hardness and toughness. That is, the punching workability and cold rolling property of the steel sheet are enhanced without causing deterioration of the iron loss property, and the iron loss property can be improved without causing deterioration of the punching workability and the cold workability.
[0038]
Ti: 0.006% or less Ti as an impurity forms fine precipitates, inhibits crystal grain growth and domain wall movement, and adversely affects magnetic properties and hardness. Therefore, Ti should be reduced as much as possible. However, in a steel containing a large amount of Al, Ti oxide in the slag is reduced by Al, so that it is likely to be mixed, and it is extremely difficult to stably reduce the Ti content. However, in the steel of the present invention in which the contents of Al and Mn are increased, the characteristic deterioration is slight if the Ti content is 0.006% or less. This is considered to be due to the fact that the adverse effect of S is mitigated by the addition of a large amount of Mn, and the overall characteristic deterioration amount is reduced even if Ti is contained to some extent. Therefore, in the present invention, the Ti content is preferably 0.006% or less, and more preferably 0.005% or less.
[0039]
(B) Among the mechanical properties of hardened steel sheets, the management of hardness is extremely important for electromagnetic steel sheets used in high-efficiency motors.
[0040]
In FIG. 1 described above, C: 0.002%, P: 0.02%, S: 0.003%, N: 0.004% are basic components, and Si, Mn and sol. A steel plate manufactured using steel made of the remaining Fe with various changes in Al content is coated with a known surface coating, specifically, a mixture of acrylic resin emulsion, magnesium chromate and boric acid at a thickness of 0.4 μm. It is a figure which shows the result of having investigated the punching property on the following conditions about the non-oriented electrical steel plate with a plate | board thickness of 0.35 mm.
[0041]
The punching test was performed continuously using a super hard metal mold with a core shape: 17 mm long × 17 mm wide, a stroke number of 350 times / minute, and a clearance of 5%. Here, the punching workability was evaluated by the number of punching until the burr height of the punched blank exceeded 50 μm.
[0042]
As shown in FIG. 1, when the hardness of the steel sheet surface exceeds 220 in terms of Vickers hardness Hv, wear of the punching die becomes remarkable, and the number of punches until the burr height reaches 50 μm becomes 1 million times or less. Therefore, it becomes necessary to polish the mold, and the productivity of the iron core is greatly reduced.
[0043]
In addition, the steel plate punched out with a worn mold tends to have a large burr, causing conduction between the laminated iron cores, increasing eddy current loss, and reducing the efficiency of the motor. The condition that the number of times of punching per polishing is 1 million times or more, that is, the condition that the Vickers hardness Hv is 220 or less is important from the viewpoint of iron core manufacturing cost. In the present invention, the upper limit of the Vickers hardness Hv is 220.
[0044]
From the viewpoint of punchability, the lower the hardness, the better. However, if the hardness is excessively low, the material strength cannot be secured when used for a rotor that rotates at high speed. In particular, when used in a so-called IPM motor in which a permanent magnet is embedded in the rotor, the material strength is extremely important, and when the hardness is 160 or less, the material strength is insufficient. Accordingly, the hardness is more than 160 and 220 or less in terms of Vickers hardness Hv. A preferable range is more than 160 and 210 or less, and a more preferable range is more than 160 and 200 or less.
[0045]
The Vickers hardness Hv may be selected in the range of test force: 9.807 to 49.03 N (test load: 1 to 5 kg) according to JIS Z 2244 and measured on the steel plate surface.
[0046]
The chemical composition and hardness have been described in detail above. The iron loss is also affected by the crystal grain size and the plate thickness, and the punching workability is also affected by the coating on the surface of the steel plate. However, when the crystal grain size, the plate thickness, and the coating on the steel plate surface are compared under the same conditions, both the punching workability and the magnetic properties can be achieved as long as the chemical composition and hardness conditions described above are satisfied. Accordingly, in the present invention, the crystal grain size, the plate thickness, and the coating on the surface of the steel plate are not particularly defined, but the desirable crystal grain size range is 60 to 200 μm, and the desirable plate thickness range is 0.1 to 0.6 mm. . Within these ranges, the crystal grain size and the plate thickness may be selected according to the frequency range to be used.
[0047]
Moreover, about the coating | coated of the steel plate surface, a dichromate-boric acid-resin-type coating substance can be used. Further, a phosphate-resin-based or silica-resin-based coating material may be used. That is, it may be coated with a mixture of an inorganic binder (dichromate-boric acid system, phosphate system, silica system) for ensuring insulation and a resin for ensuring punching processability.
[0048]
As the resin, general acrylic, acrylic styrene, acrylic silicon, silicon, polyester, epoxy, and fluorine resins can be used. In consideration of paintability (roll coatability), it is preferable to use an emulsion type resin.
[0049]
As described above, the non-oriented electrical steel sheet according to the present invention with optimized chemical composition and hardness is used for inverter-controlled air conditioners, refrigerator compressor motors, automobile drive motors, starter generators, etc. When used on an iron core, it has the following effects.
[0050]
These motors are premised on mass production, have a long die life in a continuous punching process, and have a good laminated shape, so that workability is extremely good. Further, in inverter control in which the drive frequency varies in the range of about 0 to 10 kHz, the iron loss is low in a wide frequency range, and the motor efficiency can be improved higher than before. Furthermore, when compared with the same specific resistance, toughness is ensured compared to conventional non-oriented electrical steel sheets, the grain size is increased by hot-rolled sheet annealing for the purpose of improving magnetic properties. Also has an industrial production advantage that it does not break during cold rolling.
[0051]
(C) Steps such as rolling and annealing Next, steps such as rolling and annealing in manufacturing the electrical steel sheet according to the present invention will be described.
[0052]
(Slab heating, hot rolling)
A slab made of steel having the above chemical composition is heated at a temperature of 1300 ° C. or lower and subjected to normal hot rolling. This is because when the slab heating temperature exceeds 1300 ° C., MnS in the steel dissolves and precipitates finely during hot rolling, leading to deterioration of magnetic properties. On the other hand, if the slab heating temperature is less than 1000 ° C., the rollability deteriorates. Therefore, the heating temperature is limited to 1000 to 1300 ° C. A desirable range is 1050 to 1250 ° C. In addition, the conditions other than the above of hot rolling should just follow known conditions, and are not specifically limited.
[0053]
(Hot rolled sheet annealing, cold rolling)
After hot rolling, hot-rolled sheet annealing is performed as necessary to improve magnetic properties. This is because the grain size before cold rolling is coarsened to control the magnetically preferable texture, specifically, to reduce {111} recrystallized grains. However, if the annealing is performed at a temperature lower than 650 ° C., the effect of improving the magnetic properties cannot be obtained. Therefore, the annealing temperature when performing hot-rolled sheet annealing in order to obtain the effect of improving magnetic properties is preferably set to 650 to 1100 ° C.
[0054]
In addition, when hot-rolled sheet annealing is performed by box annealing, it is preferable to set it as 650-900 degreeC, and when performing by continuous annealing, it is preferable to set it as 850-1100 degreeC. Moreover, although there is no restriction | limiting in annealing time, from a viewpoint of productivity, it is preferable to set it as 30 to 24 hours in the case of box annealing, and 20 to 300 seconds in the case of continuous annealing. Furthermore, in order to effectively improve the magnetic properties, it is preferable to adjust the crystal grain size before cold rolling to 100 μm or more by hot-rolled sheet annealing.
[0055]
Cold rolling is performed once or two or more times with intermediate annealing, and a steel sheet having a desired thickness is obtained. Here, one cold rolling refers to cold rolling to a desired plate thickness without intermediate annealing. Moreover, cold rolling of 2 times or more means that cold rolling is performed a plurality of times with intermediate annealing.
[0056]
If the steel has a chemical composition in the range specified in the present invention, the toughness of the cold-rolled base material is ensured, so that the crystal grain size before cold rolling is increased to 130 μm or more by hot-rolled sheet annealing. There is no problem with the adjustment. Moreover, although it is desirable from the surface of manufacturing cost to finish to the desired board thickness by one cold rolling, what is necessary is just to select according to the objective.
[0057]
Furthermore, the intermediate annealing conditions in the case of performing cold rolling twice or more are not particularly limited. However, if the intermediate annealing is performed at a temperature of less than 650 ° C., the magnetic properties may be deteriorated. Conversely, if the intermediate annealing is performed at a temperature exceeding 1100 ° C., it may break during the subsequent cold rolling. It is good to carry out at 1100 degreeC.
[0058]
(Finish annealing)
The method of finish annealing is preferably a method by continuous annealing. By this annealing, the steel sheet surface hardness is set to 160 to 220 in terms of Vickers hardness Hv. If the final annealing temperature is less than 700 ° C., a sufficient recrystallized structure cannot be obtained, resulting in poor magnetic properties and an increase in hardness. On the other hand, when the finish annealing temperature exceeds 1150 ° C., the crystal grains become extremely coarse, which leads to an increase in iron loss at commercial frequencies or higher, which is not preferable, and may cause cracks when punching into the motor core. . Accordingly, the finish annealing temperature is set to 700 to 1150 ° C. A desirable range is 800-1150 ° C. The annealing conditions other than those described above are not particularly limited.
[0059]
When the steel sheet after finish annealing is used for applications in which punching workability is important, it is preferable to apply a surface coating made of only a resin or a mixture of a resin and an inorganic binder to the surface. Such surface coating after finish annealing is not particularly limited.
[0060]
【Example】
Examples of the present invention will be described below.
Steel plates were prototyped under various conditions as shown in Table 1 and tested.
[0061]
[Table 1]

[0062]
Slabs having various chemical compositions were heated to a predetermined temperature, subjected to hot rolling, and then pickled. The hot rolling finishing temperature was 830 ° C., and the winding temperature was 580 ° C.
[0063]
About the trial numbers 1-18 and 23-32, the annealing (henceforth "hot rolling sheet annealing") of the hot-rolled sheet was performed after that. Here, the hot-rolled sheet annealing was box annealing for 10 hours in a hydrogen atmosphere, and the crystal grain size (crystal grain size before cold rolling) after the hot-rolled sheet annealing was adjusted to 130 to 140 μm.
[0064]
Further, trial numbers 1 , 5-9, 14, 16-18, and 23-32 were finished to a thickness of 0.35 mm by one cold rolling .
[0065]
On the other hand, the trial number 2 0, without performing the hot-rolled sheet annealing, and was finished to a thickness of 0.35mm by rolling once cold. Also, the trial number 2 2, without performing the hot-rolled sheet annealing, and was finished to a thickness of 0.35mm by two cold rolling sandwiching the intermediate annealing.
[0066]
After finish annealing by continuous annealing, a surface coating having a film thickness of 0.4 μm made of a mixture of acrylic resin emulsion, magnesium chromate and boric acid was applied.
[0067]
Regarding the magnetic characteristics, a carrier frequency of 3 kHz is excited by PWM (pulse width modulation) among non-sinusoidal waves using a 25 cm Epstein test frame specified in JIS C 2550 after strain relief annealing held at 750 ° C. for 2 hours. Iron loss when the frequency is 50 Hz and the magnetic flux density is 1.5 T (W15 / 50: unit W / kg), and iron loss when the excitation frequency is 1 kHz and the magnetic flux density is 0.5 T (W5 / 1000: unit W) / Kg) was measured.
[0068]
The surface hardness was measured at a test force of 9.807 N (test load: 1 kg) according to JIS Z 2244.
[0069]
For the punching workability, a continuous punching test was performed, and the blanking after the punching was evaluated by the number of punching until the burr height exceeded 50 μm. The punching test conditions are as described above.
[0070]
The test results are shown in Table 2.
[0071]
[Table 2]

[0072]
Since the content of C exceeds the upper limit of the range specified in the present invention, the trial number 23 is inferior in magnetic characteristics. Further, this trial number 23 had a problem of deterioration of magnetic characteristics during use as an iron core.
[0073]
The trial number 24 is Mn and sol. Since the Al content is below the lower limit of the range of the present invention, and the relationship between these two elements and Si does not satisfy both formulas (1) and (2), a steel plate having equivalent hardness (for example, a test sample) The magnetic properties are inferior to those of No. 1 and No. 9 steel plates.
[0074]
Sample No. 25 is inferior in magnetic properties because N content and sample No. 26 have S content exceeding the upper limit of the range of the present invention.
[0075]
Test No. 27 failed to secure the toughness of the cold-rolled base material because the P content exceeded the upper limit of the range of the present invention, and broke during cold rolling.
[0076]
In Test No. 28, the Si content is below the lower limit of the range of the present invention, and Si, Mn, sol. Since the relationship of Al does not satisfy the formula (1), the magnetic properties are inferior, the hardness is as low as 132, and the necessary material strength during high-speed rotation cannot be secured.
[0077]
In trial No. 29, the contents of Si and Mn were outside the scope of the present invention, and these two elements and sol. Since the relationship with Al did not satisfy the formula (2), the toughness of the cold-rolled base metal could not be ensured, and fractured during cold rolling.
[0078]
The trial number 30 is sol. Since the Al content exceeds the upper limit of the range of the present invention, the magnetic properties are inferior.
[0079]
In the trial No. 31, the contents of Si and Mn are outside the scope of the present invention, and these two elements and sol. Since the relationship with Al does not satisfy the formula (2), the hardness is as high as 222 and the punching workability is poor.
[0080]
Test No. 32 has the chemical composition of steel within the range of the present invention, but the recrystallization is insufficient due to the low final annealing temperature, the crystal grain size is as fine as 30 μm, and the hardness is as high as 225, and the magnetic properties The punching workability is inferior.
[0081]
On the other hand, the trial numbers 1 to 22 in which the chemical composition, the manufacturing conditions, and the surface hardness of the steel are all within the scope of the present invention ensure that the toughness of the cold-rolled base metal is ensured and the steel plate does not break during cold rolling. It can be molded and has good magnetic properties and punchability.
[0082]
Specifically, when the trial number 7 having the same value of “Si + sol.Al + 0.6Mn” is compared with the trial number 31 described above, the magnetic characteristics are similar, but the trial number 7 shows the Si amount and the sol. Since the balance between the amounts of Al and Mn is good, the punching workability is very good. Further, when the trial numbers 9 and 16 having the same degree of hardness are compared with the above-described trial number 24, the punching workability is comparable, but the trial numbers 9 and 16 have the Si amount and the sol. Since the balance between the amounts of Al and Mn is good, the iron loss is particularly good at high frequencies.
[0083]
Thus, the trial numbers 1-22 have a chemical composition within the scope of the present invention, and the amount of Si and sol. Since the balance between the amounts of Al and Mn is good, the magnetic characteristics are improved while maintaining the punchability to the iron core as compared with the conventional case where the Si content is high (the above-mentioned trial number 31). In other words, the punching workability is improved while maintaining the magnetic characteristics. In particular, in the trial numbers 1 to 7 , 14 and 16, although the value of “Si + sol.Al + 0.6Mn” is higher than the above trial number 31, the hardness is low, and the magnetic characteristics and the punching workability are greatly improved. Yes.
[0084]
Moreover, Run No. 20 and 22, since not performed hot-rolled sheet annealing, although the chemical composition of the steel was subjected to hot rolled sheet annealing is compared with the same trial No. 1 6 same or nearly the magnetic properties slightly inferior, Punching workability is good.
[0085]
Test numbers 16 to 18 are examples in which the influence of Ti as an impurity was examined. However, when the Ti content as an impurity is suppressed to 0.006% or less, both the magnetic characteristics and the punching workability are greatly improved. I understand that.
[0086]
【The invention's effect】
The non-oriented electrical steel sheet of the present invention is an iron core material for motors for automotive electrical components such as compressor motors driven by inverters such as air conditioners and refrigerators, motors driven by inverters such as electric cars and hybrid cars, and starter generators. As a result, the punching processability is excellent, the iron loss is low, and the motor efficiency can be greatly improved. Moreover, according to the manufacturing method of the present invention, the non-oriented electrical steel sheet can be manufactured with high industrial productivity, and the present invention contributes to the development of the industry from both the product and the manufacturing methods. But it ’s big.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a graph showing the effect of Vickers hardness of a steel sheet on punching workability.

Claims (5)

質量％で、Ｓｉ：０．５％以上１．５％以下、Ｍｎ：１．０％を超え３．０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：１．０〜２．５％、Ｐ：０．１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなり、不純物中のＣが０．００５％以下、Ｓが０．００５％以下、Ｎが０．００５％以下で、かつＳｉ、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌの関係が下記の(1)式および(2)式を満たし、鋼板表面のビッカース硬度Ｈｖが１６０を超え２２０以下である無方向性電磁鋼板。
３．０≦Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ≦６．０ ・・・・・ (1)
Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ ・・・・・・・・・・・・・・・・ (2)
ここで、式(1)および式(2)中の元素記号は、鋼中に含まれる各元素の含有量（質量％）を意味する。In terms of mass%, Si: 0.5% to 1.5% , Mn: more than 1.0% to 3.0%, sol. Al: 1.0 to 2.5 %, P: 0.1% or less, the balance being Fe and impurities, C in the impurity is 0.005% or less, S is 0.005% or less, N is 0.005% or less, and Si, Mn and sol. A non-oriented electrical steel sheet in which the relationship of Al satisfies the following expressions (1) and (2), and the Vickers hardness Hv of the steel sheet surface is more than 160 and 220 or less.
3.0 ≦ Si + sol. Al + 0.6Mn ≦ 6.0 (1)
Si ≦ sol. Al + Mn (2)
Here, the element symbols in the formulas (1) and (2) mean the content (mass%) of each element contained in the steel. 不純物としてのＴｉ含有量が０．００６質量％以下である請求項１に記載の無方向性電磁鋼板。  The non-oriented electrical steel sheet according to claim 1, wherein the content of Ti as an impurity is 0.006% by mass or less. 質量％で、Ｓｉ：０．５％以上１．５％以下、Ｍｎ：１．０％を超え３．０％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：１．０〜２．５％、Ｐ：０．１％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不純物からなり、不純物中のＣが０．００５％以下、Ｓが０．００５％以下、Ｎが０．００５％以下で、かつＳｉ、Ｍｎおよびｓｏｌ．Ａｌの関係が下記の(1)式および(2)式を満たす鋼を用いて無方向性電磁鋼板を製造する方法であって、下記ａ〜ｄの工程を有する無方向性電磁鋼板の製造方法。
３．０≦Ｓｉ＋ｓｏｌ．Ａｌ＋０．６Ｍｎ≦６．０ ・・・・・ (1)
Ｓｉ≦ｓｏｌ．Ａｌ＋Ｍｎ ・・・・・・・・・・・・・・・・ (2)
ここで、式(1)および式(2)中の元素記号は、鋼中に含まれる各元素の含有量（質量％）を意味する。
ａ：鋼を１３００℃以下の温度に加熱し、熱間圧延をおこなった後、
ｂ：１回、または中間焼鈍をはさんで２回以上の冷間圧延をおこない、
ｃ：７００〜１１５０℃の温度範囲にて仕上げ焼鈍した後、
ｄ：有機物質または、有機物質および無機物質の混合物により鋼板の表面を被覆する。In terms of mass%, Si: 0.5% to 1.5% , Mn: more than 1.0% to 3.0%, sol. Al: 1.0 to 2.5 %, P: 0.1% or less, the balance being Fe and impurities, C in the impurity is 0.005% or less, S is 0.005% or less, N is 0.005% or less, and Si, Mn and sol. A method for producing a non-oriented electrical steel sheet using steel in which the relationship of Al satisfies the following formulas (1) and (2), comprising the following steps a to d: .
3.0 ≦ Si + sol. Al + 0.6Mn ≦ 6.0 (1)
Si ≦ sol. Al + Mn (2)
Here, the element symbols in the formulas (1) and (2) mean the content (mass%) of each element contained in the steel.
a: After heating the steel to a temperature of 1300 ° C. or less and performing hot rolling,
b: Cold rolling at least once with intermediate annealing or intermediate annealing,
c: After finish annealing in the temperature range of 700 to 1150 ° C.,
d: The surface of the steel sheet is coated with an organic substance or a mixture of an organic substance and an inorganic substance. 工程ａとｂとの間に下記の工程ｅを有する請求項３に記載の無方向性電磁鋼板の製造方法。
ｅ：６５０〜１１００℃の温度範囲にて熱延板焼鈍をおこなう。The manufacturing method of the non-oriented electrical steel sheet according to claim 3 which has the following process e between processes a and b.
e: Hot-rolled sheet annealing is performed in a temperature range of 650 to 1100 ° C. 不純物としてのＴｉ含有量が０．００６質量％以下の鋼を用いる請求項３または４に記載の無方向性電磁鋼板の製造方法。  The manufacturing method of the non-oriented electrical steel sheet according to claim 3 or 4 using steel whose Ti content as an impurity is 0.006 mass% or less.

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