JP5338082B2 - Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof - Google Patents
Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof Download PDFInfo
- Publication number
- JP5338082B2 JP5338082B2 JP2008027937A JP2008027937A JP5338082B2 JP 5338082 B2 JP5338082 B2 JP 5338082B2 JP 2008027937 A JP2008027937 A JP 2008027937A JP 2008027937 A JP2008027937 A JP 2008027937A JP 5338082 B2 JP5338082 B2 JP 5338082B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- steel sheet
- mass
- less
- oriented electrical
- thickness
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Images
Landscapes
- Manufacturing Of Steel Electrode Plates (AREA)
- Soft Magnetic Materials (AREA)
Description
本発明は、モータ鉄心の素材として供される無方向性電磁鋼板およびその製造方法に関するものである。 The present invention relates to a non-oriented electrical steel sheet provided as a material for a motor core and a method for manufacturing the same.
従来、モータ鉄心用の無方向性電磁鋼板における主要な開発課題は、主として透磁率の向上と鉄損の低減であった。鉄心素材の透磁率が向上することにより、モータのトルクが向上する。これは、鉄心の磁束密度の増加によって、電機子と磁極の間の吸引力および反発力が増加するからである。このため、無方向性電磁鋼板の開発においては、Ｂ50と称される磁化力5000A/mでの磁束密度を高めることを目標に開発が行われてきた。 Conventionally, the main development issues in non-oriented electrical steel sheets for motor cores have mainly been improvement of permeability and reduction of iron loss. By increasing the magnetic permeability of the iron core material, the torque of the motor is improved. This is because the attractive force and the repulsive force between the armature and the magnetic pole increase as the magnetic flux density of the iron core increases. Therefore, in the development of non-oriented electrical steel sheet, developed with the goal of increasing the magnetic flux density at it referred magnetizing force 5000A / m and B 50 have been made.
Ｂ50を高める手法のひとつとして、合金元素の低減があるが、この場合は、渦電流損の増加による鉄損の劣化を招くという難点がある。これに対して、｛1OO｝面方位などの透磁率特性に有利な方位を増加させ｛111｝面方位などの透磁率特性に有害な組織を低減する、集合組織の改善は、Ｂ50の有効な改善方法として知られている。従来、電磁鋼板開発における透磁率の改善は、主として、この集合組織の改善によって行われてきた。 One technique for increasing B 50 is to reduce alloy elements. In this case, however, there is a problem in that iron loss is deteriorated due to an increase in eddy current loss. On the other hand, the improvement of the texture that reduces the structure harmful to the magnetic permeability characteristics such as {111} plane orientation by increasing the orientation advantageous for the magnetic permeability characteristics such as {1OO} plane orientation is effective for B 50 It is known as an improvement method. Conventionally, the improvement of magnetic permeability in the development of electromagnetic steel sheets has been mainly performed by the improvement of the texture.
一方、永久磁石モータの磁極となる永久磁石は、近年、飛躍的な進歩を遂げており、Sｍ−Co系磁石やNd-Fe−Ｂ系の希土類のような、非常に強力な永久磁石が開発されており、高効率モータを中心に使用頻度が高まっている。これら希土類磁石あるいは従来のフェライト磁石を用いた永久磁石やモータは、高効率化の要請から多くの機器で使用されるようになっている。 On the other hand, permanent magnets that serve as magnetic poles for permanent magnet motors have made significant progress in recent years, and very strong permanent magnets such as Sm-Co magnets and Nd-Fe-B rare earths have been developed. The frequency of use is increasing, especially in high-efficiency motors. Permanent magnets and motors using these rare earth magnets or conventional ferrite magnets are used in many devices because of the demand for higher efficiency.
ところで、近年になって普及の著しいハイブリッド電気自動車の駆動用モータやEPSモータなどは、駆動軸に直結されて使用される場合が多い。このような場合、外力によりモータが「回される」状態となり、前述の永久磁石の磁気力によって鉄心が交番に磁化されて損失が発生する。ハイブリッド電気自動車の駆動用モータにおいて、このような外力による交番の磁束は、モータを発電機として利用することによって制動時のエネルギーとして回生利用されるが、発電時の過度な電力発生は種々の問題を起こすため、永久磁石による鉄心磁束密度の過度な増加は好ましくない。 By the way, in many cases, a drive motor, an EPS motor, and the like of a hybrid electric vehicle that have been widely used in recent years are directly connected to a drive shaft. In such a case, the motor is "turned" by an external force, and the iron core is alternately magnetized by the magnetic force of the permanent magnet described above, causing a loss. In a drive motor of a hybrid electric vehicle, the alternating magnetic flux generated by such an external force is regenerated and used as energy during braking by using the motor as a generator. However, excessive power generation during power generation has various problems. Therefore, an excessive increase in the core magnetic flux density by the permanent magnet is not preferable.
また、EPSモータでは、ハンドルを回して戻す際、永久磁石による磁束変化に起因した損失によって、操舵時の引きずり抵抗（引きずり損失）が増加する。このためEPSモータの鉄心材料としては、ヒステリシス損の低い材料が有利となるが、操舵時のトルク増加を狙って永久磁石をより強いものとするに従い、固定子鉄心の磁束密度が増加し、引きずり抵抗の増加を招く。 Further, in the EPS motor, when the handle is turned back, drag resistance (drag loss) at the time of steering increases due to loss due to magnetic flux change by the permanent magnet. For this reason, a material with low hysteresis loss is advantageous as the EPS motor core material, but as the permanent magnet becomes stronger with the aim of increasing torque during steering, the magnetic flux density of the stator core increases and drags. Increases resistance.
さらに、上記のような自動車用モータのならず、永久磁石を用いたモータの一般でも、過剰な磁束が永久磁石に起因して生成した場合、無負荷時の損失や軽負荷時の損失がかえって劣化する場合がある。 Furthermore, in general motors using permanent magnets as well as motors for automobiles as described above, if excessive magnetic flux is generated due to permanent magnets, loss at no load and loss at light load will be changed. May deteriorate.
さらにまた、リラクタンストルクを利用するスイッチトリラクタンスモータやシンクロナスリラクタンスモータにおいては、磁化曲線の非線形化のために制御が困難になることが知られており、制御性の観点からは、磁化曲線の形状がより線形に近いものが有利である。 Furthermore, in switched reluctance motors and synchronous reluctance motors that use reluctance torque, it is known that control becomes difficult due to the non-linearization of the magnetization curve. It is advantageous for the shape to be more linear.
この他、無方向性電磁鋼板の用途として一般的な、小型変圧器の鉄心においても、磁化曲線の非線形性が増加すると、二次電圧波形の歪みが大きくなり、出力電圧の品質が低下する。 In addition, even in the iron core of a small transformer, which is general as a non-oriented electrical steel sheet, when the non-linearity of the magnetization curve increases, the distortion of the secondary voltage waveform increases and the quality of the output voltage decreases.
以上のように、磁性体の磁化曲線が低磁束密度域から急激に立ち上がる非線形性のために種々の問題が発生する。ただし、磁化曲線を線形なものとするために低磁場の透磁率を低下させようとすると、必要とされる磁化力域での磁束密度まで低下させてトルクの低下を招いたり、鉄損を増加させてしまうという、問題点があった。 As described above, various problems occur due to the non-linearity in which the magnetization curve of the magnetic material rises rapidly from the low magnetic flux density region. However, if you try to reduce the permeability of the low magnetic field in order to make the magnetization curve linear, it will reduce the magnetic flux density in the required magnetization force range, leading to a decrease in torque or an increase in iron loss. There was a problem of letting it go.
発明者らは、磁化飽和付近の高磁束密度域で使用される磁石モータに関し、無負荷時の鉄損や高磁束密度域でのインダクタンスの低下を防止する目的にて、従来は低減すべきと考えられていた｛111｝面方位の組織の含有率を高める方法を、特許文献１において提案している。この提案では、Siを0.1〜3.5％含有する無方向性電磁鋼板が、下記の特性を満たすことを特徴としている。
記
Ｊ100≧1.75Ｔ
Ｊ10／Ｊ100≦0.80
Ｗ20≦3.0Ｗ／kg
（Ｊ100およびＪ10は、それぞれ、磁化力10000A/mおよび1000A/mにおける磁気分極、Ｗ20は2000A/mおよび50Hzで磁化した場合の鉄損）
The inventors of the present invention relate to a magnet motor that is used in a high magnetic flux density region near magnetization saturation, and in the past, should be reduced for the purpose of preventing iron loss at no load and a decrease in inductance in the high magnetic flux density region.
J 100 ≧ 1.75T
J 10 / J 100 ≦ 0.80
W 20 ≦ 3.0W / kg
(J 100 and J 10 are the magnetic polarization at magnetization forces of 10000 A / m and 1000 A / m, respectively, W 20 is the iron loss when magnetized at 2000 A / m and 50 Hz)
上記特許文献１に記載の技術は、磁化飽和域付近で使用されるような、モータでの無負荷損失や引きずり損失を従来よりも改善することが可能であるものの、多くのモータや変圧器の鉄心は必ずしも磁化飽和域まで磁化されるような条件では使用されないためこの技術を通用した場合には無負荷損失等の改善が小さいばかりでなく、トルク低下や無負荷電流の増加を招くという弊害があった。
本発明は、上記した問題に鑑み、近年の永久磁石モータや小型変圧器における一般的な動作磁束密度である1.4〜1.6Ｔ付近での透磁率の低下を最小限としつつ、これより低い磁束密度域では透磁率を適度に低下させて磁化曲線の非線形性を低減することによって、永久磁石モータの損失や小型鉄心での波形の歪みの増加を防止可能な、電磁鋼板について提案することを目的とするものである。 In view of the above-described problems, the present invention minimizes a decrease in permeability around 1.4 to 1.6 T, which is a general operating magnetic flux density in recent permanent magnet motors and small transformers, and lower magnetic flux density than this. The purpose is to propose an electrical steel sheet that can prevent the loss of permanent magnet motors and the increase of waveform distortion in small iron cores by reducing the non-linearity of the magnetization curve by appropriately reducing the permeability in the region. To do.
発明者らは、上記した問題の解決策を検討した結果、磁化力1000A/m付近での磁束密度を低下させることなく磁化力200A/m付近の磁束密度を低下させることによって磁化曲線の線形性が増し、上記の種々の問題が軽減されることを知見し、本発明を完成するに到った。 As a result of studying the solution to the above problem, the inventors have determined that the linearity of the magnetization curve can be reduced by reducing the magnetic flux density near 200 A / m without reducing the magnetic flux density near 1000 A / m. As a result, the inventors have found that the various problems described above are reduced, and have completed the present invention.
なお、以下で示す磁束密度に関する表記Ｂ１、Ｂ２およびＢ10は、それぞれ磁化力100A/m、200A/mおよび1000A/mにおける磁束密度である。 Incidentally, notation B 1, B 2 and B 10 related to the magnetic flux density shown below is a magnetic flux density at a magnetizing force 100A / m, 200A / m and 1000A / m, respectively.
さて、一般的にほとんどの電磁鋼板の磁化曲線は50〜200A/mで透磁率が最大となり、200A/m以上で透磁率が急激に減少する。すなわち、磁化力200A/m以下の磁束密度が急激に増加する領域と、200A/m超の磁束密度増加が緩やかな領域を併せ持つ非線形な増加曲線となる。これを従来よりも線形な形状に近づけることによって、前述のような問題を軽減することが可能と考えた。ただし、動作磁束密度域での透磁率まで低下したのでは、モータのトルク特性の劣化や小型変圧器での励磁電流増加という問題が発生する。従って、動作磁束密度付近の透磁率を低下させることなく、200A/m付近での磁束密度を従来よりも低下させることによって、磁化曲線の非線形性が改善され、上記した問題を軽減することが可能となると考えられる。 Now, in general, the magnetization curve of most electrical steel sheets has a maximum permeability at 50 to 200 A / m, and the permeability rapidly decreases at 200 A / m or more. That is, it becomes a non-linear increase curve having both a region where the magnetic flux density with a magnetizing force of 200 A / m or less rapidly increases and a region where the magnetic flux density increase over 200 A / m is moderate. It was thought that the problem described above could be reduced by bringing this closer to a linear shape than before. However, when the magnetic permeability is lowered to the operating magnetic flux density region, problems such as deterioration of the torque characteristics of the motor and increase of the excitation current in the small transformer occur. Therefore, by lowering the magnetic flux density near 200 A / m than before without reducing the magnetic permeability near the operating magnetic flux density, the nonlinearity of the magnetization curve can be improved and the above problems can be reduced. It is thought that it becomes.
このとき、多くのモータや小型変圧器での動作磁束密度は、おおよそ磁化力1000A/m程度での磁束密度であることから、この磁化力での磁束密度の低下を防止すれば、トルク特性や励磁電流特性の劣化を防止することが可能である。従って、従来の無方向性電磁鋼板で得られている水準の磁束密度である、Ｂ10を確保しつつＢ２付近の磁束密度を低下させ、さらにＢ１付近の磁束密度が過度に低下しないようにすればよい。このための条件として、Ｂ10≧1.45Ｔを確保したうえでＢ２／Ｂ10≦0.75とし、さらにＢ１≧0.4Ｔとすれば、理想的な磁化曲線となる。このような理想的な磁化曲線の例を、図１に示す。 At this time, since the operating magnetic flux density in many motors and small transformers is approximately the magnetic flux density at a magnetizing force of about 1000 A / m, if the decrease in the magnetic flux density at this magnetizing force is prevented, torque characteristics and It is possible to prevent deterioration of the excitation current characteristics. Therefore, the magnetic flux density in the vicinity of B 2 is lowered while ensuring B 10 , which is the level of magnetic flux density obtained with the conventional non-oriented electrical steel sheet, and the magnetic flux density in the vicinity of B 1 is not excessively lowered. You can do it. As a condition for this, if B 10 ≧ 1.45T is secured, B 2 / B 10 ≦ 0.75, and further B 1 ≧ 0.4T, an ideal magnetization curve is obtained. An example of such an ideal magnetization curve is shown in FIG.
上述したように、発明者らは、モータ鉄心の磁束密度がＢ50相当以上となるようなモータ用の電磁鋼板として、結晶組織中の｛111｝面方位の存在比率を増加させることによって10000A/mでのJ（磁気分極）を低下させずに、1000A/mでのJを適度に低下させる方法を提案している。 As described above, the inventors, 10000 A by the magnetic flux density of the motor iron cores as an electromagnetic steel sheet motor such that B 50 or equivalent, increasing the existence ratio of {111} plane orientation of the crystal structure in / We have proposed a method for moderately reducing J at 1000 A / m without reducing J (magnetic polarization) at m.
これに対して、本発明では、一般的な設計磁束密度のモータや変圧器における、上記した問題を解決するために、1000A/m付近での磁束密度の低下を防止しながら2000A/m付近の磁束密度を適度に低下させようとするものであり、磁化曲線の挙動は磁化力が1000A/m付近と200A/m付近とでは全く異なるため、同じ技術を適用することが出来ない。 On the other hand, in the present invention, in order to solve the above-described problems in motors and transformers having a general design magnetic flux density, a decrease in magnetic flux density near 1000 A / m is prevented while preventing a decrease in magnetic flux density near 1000 A / m. The magnetic flux density is moderately reduced, and the behavior of the magnetization curve is completely different between the magnetic force around 1000 A / m and around 200 A / m, so the same technique cannot be applied.
また、結晶粒径を適度に微細とすることにより低磁場での透磁率を低下させることが可能であるものの、この場合は鉄損の増加を招くために好ましくない。
この点、発明者らは、鋼板の内部に適度な応力を残留させることにより、1.4〜1.5Ｔ付近の常用的な磁束密度域での透磁率を低下させることなく、200A/m付近での透磁率を減少させて磁化曲線の非線形性を軽減することが可能であるとの知見を得た。
Moreover, although it is possible to reduce the magnetic permeability in a low magnetic field by making a crystal grain diameter moderately fine, in this case, it causes an increase in iron loss, which is not preferable.
In this regard, the inventors have left moderate permeability in the vicinity of 200 A / m without deteriorating the permeability in the usual magnetic flux density region near 1.4 to 1.5 T by leaving an appropriate stress inside the steel plate. We have found that it is possible to reduce the nonlinearity of the magnetization curve by decreasing the magnetic susceptibility.
従来、鋼板内部の残留応力は電磁鋼板の磁気特性を劣化させる作用のみを有していると考えられ、これを極力排除することが指向されてきたが、本発明は残留応力を積極的に利用することにより磁化曲線の非線形性が減じることを、新たに見出したのである。すなわち、本発明は、鋼板内部に圧縮応力が残留している場合には、鉄損の増加と透磁率の減少を招くが、残留させる圧縮応力を適正に制御することにより、鉄損の増加を最小限にしながら最大透磁率付近での透磁率を有効に減じせしめることを見出したことに基づいている。 Conventionally, the residual stress inside the steel sheet is considered to have only the action of degrading the magnetic properties of the electromagnetic steel sheet, and it has been directed to eliminate this as much as possible, but the present invention actively utilizes the residual stress. By doing so, it was newly found that the nonlinearity of the magnetization curve is reduced. That is, the present invention causes an increase in iron loss and a decrease in magnetic permeability when compressive stress remains in the steel sheet. However, by appropriately controlling the residual compressive stress, the present invention can increase the iron loss. This is based on the finding that the magnetic permeability in the vicinity of the maximum magnetic permeability can be effectively reduced while minimizing.
また、残留応力の存在による鉄損の劣化は、結晶粒径の増加によって補うことが可能である。このような圧縮応力は高温域で曲げ変形させることにより導入することが可能であり、本発明の電磁鋼板はこの手法により製造するのが適している。 Moreover, the deterioration of the iron loss due to the presence of residual stress can be compensated for by increasing the crystal grain size. Such compressive stress can be introduced by bending deformation in a high temperature range, and the electrical steel sheet of the present invention is suitable to be manufactured by this method.
本発明は、上記の知見に基づくものであり、その要旨は以下の通りである。
（１）Si：0.1〜４mass％、Mn：３mass％以下およびAl：３mass％以下を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる、板厚が0.10〜1.0mmの無方向性電磁鋼板であって、平均の結晶粒径が20μm以上であり、鋼板自身の曲げ変形により板厚方向に残留応力の分布が形成され、鋼板の表面での応力は圧縮側で、その大きさは５〜50MPaの範囲であり、さらに磁気特性が下記の条件を満たすことを特徴とする無方向性電磁鋼板。
記
Ｂ１≧0.4Ｔ
Ｂ10≧1.45Ｔ
Ｂ２／Ｂ10≦0.78
ここで、Ｂ１、Ｂ２およびＢ10はそれぞれ、磁化力100A/m、200A/mおよび1000A/mにおける磁束密度
The present invention is based on the above findings, and the gist thereof is as follows.
(1) A non-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.10 to 1.0 mm, containing Si: 0.1 to 4 mass%, Mn: 3 mass% or less, and Al: 3 mass% or less, the balance being Fe and inevitable impurities. , the average crystal grain size is not less 20μm or more, the distribution in the thickness direction to the residual stress is formed by a steel sheet itself bending deformation in stress compression side at the front surface of the steel sheet, its size of 5~50MPa A non-oriented electrical steel sheet characterized in that the magnetic properties satisfy the following conditions.
B 1 ≧ 0.4T
B 10 ≧ 1.45T
B 2 / B 10 ≦ 0.78
Here, B 1 , B 2 and B 10 are magnetic flux densities at magnetization forces of 100 A / m, 200 A / m and 1000 A / m, respectively.
（２）Si：0.1〜４mass％、Mn：３mass％以下およびAl：３mass％以下を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる、板厚が0.10〜1.0mmの無方向性電磁鋼板であって、平均の結晶粒径が20μm以上であり、鋼板自身の曲げ変形により板厚方向に残留応力の分布が形成され、鋼板片面の地鉄を板厚中心面まで除去したときの鋼板の曲がり量が鋼板の長さ500mm当たり板厚ｔ（mm）に関して1.5／ｔ以上であり、さらに磁気特性が下記の条件を満たすことを特徴とする無方向性電磁鋼板。
記
Ｂ１≧0.4Ｔ
Ｂ10≧1.45Ｔ
Ｂ２／Ｂ10≦0.78
ここで、Ｂ１、Ｂ２およびＢ10はそれぞれ、磁化力100A/m、200A/mおよび1000A/mにおける磁束密度
(2) A non-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.10 to 1.0 mm, containing Si: 0.1 to 4 mass%, Mn: 3 mass% or less, and Al: 3 mass% or less, the balance being Fe and inevitable impurities. The average crystal grain size is 20 μm or more, the residual stress distribution is formed in the thickness direction due to the bending deformation of the steel plate itself, and the amount of bending of the steel plate when the ground iron on one side of the steel plate is removed to the center surface of the plate thickness is A non-oriented electrical steel sheet characterized by having a thickness t (mm) of at least 1.5 / t per 500 mm length of the steel sheet and further satisfying the following magnetic properties:
B 1 ≧ 0.4T
B 10 ≧ 1.45T
B 2 / B 10 ≦ 0.78
Here, B 1 , B 2 and B 10 are magnetic flux densities at magnetization forces of 100 A / m, 200 A / m and 1000 A / m, respectively.
（３）Si：0.1〜４mass％、Mn：３mass％以下およびAl：３mass％以下を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる、板厚0.10〜1.0mmの無方向性電磁鋼板を製造するに際して、平均の結晶粒径が20μm以上となる仕上げ焼鈍後の750℃以上の温度域において、直径1000mm以下の円筒状のロールに巻き付ける処理を施す際、鋼板表面それぞれに対してロールへの巻き付け周長がロールの1/8周以上であり、表裏面それぞれに最表面位置で５〜50MPaの圧縮応力が残留させることを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方法。
(3) When manufacturing a non-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.10 to 1.0 mm , containing Si: 0.1 to 4 mass%, Mn: 3 mass% or less, and Al: 3 mass% or less, and the balance being Fe and inevitable impurities. In the temperature range of 750 ° C or higher after the final annealing where the average crystal grain size is 20 μm or more, when performing the process of winding on a cylindrical roll having a diameter of 1000 mm or less, the winding circumference of the roll on each steel sheet surface A method for producing a non-oriented electrical steel sheet, characterized in that the compression stress of 5 to 50 MPa remains at the outermost surface position on each of the front and back surfaces.
本発明によれば、無方向性電磁鋼板の磁化曲線の非線形性を軽減することが可能であるから、この電磁鋼板を用いることによって、モータの無負荷損失や引きずり損失、あるいは小型鉄心の二次電圧波形の歪みの改善を実現することができる。 According to the present invention, since it is possible to reduce the non-linearity of the magnetization curve of the non-oriented electrical steel sheet, by using this electrical steel sheet, there is no load loss or drag loss of the motor, or the secondary of the small iron core. Improvement of the distortion of the voltage waveform can be realized.
以下、本発明の無方向性電磁鋼板について、構成要件毎に詳しく説明する。
まず、成分の限定理由から順に説明する。
［Si：0.1〜４mass％］
Siは、電気抵抗率を増加させることにより渦電流損を低減し、鉄損の低減に寄与する成分元素である。Si含有量が0.1mass％未満では上記の効果が得られず、一方４mass％を超えて含有させると、圧延性などの加工性を著しく劣化させるため、上記範囲に限定した。
Hereinafter, the non-oriented electrical steel sheet of the present invention will be described in detail for each constituent requirement.
First, it demonstrates in order from the reason for limitation of a component.
[Si: 0.1-4 mass%]
Si is a component element that contributes to reducing iron loss by reducing eddy current loss by increasing electrical resistivity. When the Si content is less than 0.1 mass%, the above effect cannot be obtained. On the other hand, when the Si content exceeds 4 mass%, workability such as rollability is remarkably deteriorated, so the content is limited to the above range.
［板厚：0.10〜1.0mm］
電磁鋼板の鉄損は、板厚の減少に伴って低下することが知られており、板厚が薄いほど機器の低損失化には有利であるが、反面、板厚が薄いと圧延や焼鈍といった材料の製造コストの上昇や鉄心の積み数が多くなるなどの問題点があり、コスト面や製造性の観点からは板厚の厚い材料が適している。本発明は、モータや小型変圧器用の鉄心として一般に用いられている電磁鋼板に適用可能であり、これらの範囲は0.10〜1.0mmである。
[Thickness: 0.10 to 1.0 mm]
It is known that the iron loss of electrical steel sheets decreases as the plate thickness decreases. The thinner the plate thickness, the more advantageous it is to reduce the loss of equipment. There are problems such as an increase in the manufacturing cost of the material and an increase in the number of iron cores, and a thick material is suitable from the viewpoint of cost and manufacturability. The present invention is applicable to an electromagnetic steel sheet generally used as an iron core for a motor or a small transformer, and these ranges are 0.10 to 1.0 mm.
［鋼板表面に５MPa以上の圧縮応力が存在すること］
従来、圧縮応力は電磁鋼板の磁気特性を劣化させる要因として知られていたが、本発明では、これを適度に残留させることにより200A/m付近の透磁率を低下させ、磁化曲線の非線形性が改善されることを見出した。このためには、磁化方向に適度な圧縮応力を存在せしめることが透磁率の制御に最も適しているが、磁化方向以外の圧縮応力での同様の効果を有するため、圧縮応力の方向としては特に限定しない。
また、鋼板内部の圧縮応力は均一である必要はなく、むしろ部分的である方が鉄損の劣化量が過度とならないので望ましい。このような圧縮応力は鋼板表面で最大値をとるが、鋼板表面での圧縮応力が５MPaを下回ると、圧縮応力の導入による最大透磁率付近における透磁率の減少量が十分でないことから５MPa以上に限定した。なお、最大値が50MPaを超えると、鉄損の増加と低磁場から高磁場に亘る全域での透磁率の減少が生じるため、50MPa以下とする。
[There must be a compressive stress of 5 MPa or more on the steel sheet surface]
Conventionally, compressive stress has been known as a factor that degrades the magnetic properties of electrical steel sheets, but in the present invention, by appropriately remaining it, the permeability near 200 A / m is lowered, and the nonlinearity of the magnetization curve is reduced. I found it to be improved. For this purpose, an appropriate compressive stress in the magnetization direction is most suitable for controlling the magnetic permeability, but since it has the same effect with a compressive stress other than the magnetization direction, the direction of the compressive stress is particularly Not limited.
Further, the compressive stress inside the steel sheet does not need to be uniform, but rather it is desirable to be partial because the amount of deterioration of iron loss does not become excessive. Such a compressive stress takes the maximum value on the steel sheet surface, but if the compressive stress on the steel sheet surface is less than 5 MPa, the amount of decrease in the permeability near the maximum permeability due to the introduction of the compressive stress is not sufficient, so that it exceeds 5 MPa. Limited. Incidentally, when the maximum value exceeds 50 MPa, because the reduction in permeability at entire region ranging from an increase and a low magnetic field core loss in high magnetic field is generated, it shall be the following 50 MPa.
なお、本発明における鋼板表面の圧縮応力は、鋼板の片面から20μｍの厚みだけ地鉄を化学研磨により除去したときの曲がり量から求めた圧縮応力とした。例えば、鋼板の厚さｈ、深さ(研磨量)ｚ、曲率1/ρとすると、残留応力σは、
次に、本発明の無方向性電磁鋼板における磁気特性の限定理由を述べる。なお、以下に示す磁気特性は、圧延方向（Ｌ方向）と圧延方向に直交する方向（Ｃ方向）とを試験片の半量ずつ用いて行う、エプスタイン試験法での結果、もしくはSST（単板試験器）でＬ方向とＣ方向とのそれぞれの特性を測定して両者の平均値を求めた結果を用いている。 Next, the reasons for limiting the magnetic properties in the non-oriented electrical steel sheet of the present invention will be described. The magnetic properties shown below are the results of the Epstein test method or SST (single plate test) in which the rolling direction (L direction) and the direction orthogonal to the rolling direction (C direction) are used for each half of the test piece. The results obtained by measuring the respective characteristics in the L direction and the C direction with the device and obtaining the average value of both are used.
［Ｂ10≧1.45Ｔ］
近年、用いられているモータの多くでは、固定子のティースやヨークといった部分の最大磁束密度は1.4〜1.5Ｔ程度である。このような磁束密度は素材側では磁化力1000A／mでの磁束密度Ｂ10に概ね相当する。従って、Ｂ10が低下した場合には、モータ鉄心の場合にトルクの低下が、変圧器鉄心の場合に一次電流の増加が、それぞれ問題となる。従って、実用域でのトルクや一次電流の劣化防止の観点から、Ｂ10としては1.45Ｔ以上である必要がある。
[B 10 ≧ 1.45T]
In most of the motors used in recent years, the maximum magnetic flux density of a portion such as a stator tooth or a yoke is about 1.4 to 1.5 T. Such magnetic flux density in the material-side corresponds approximately to the magnetic flux density B 10 in the magnetizing force 1000A / m. Therefore, when the B 10 is lowered, a reduction in torque when the motor iron core, an increase of the primary current when the transformer core are each a problem. Therefore, from the viewpoint of preventing deterioration of torque and primary current in a practical range, B 10 needs to be 1.45 T or more.
［Ｂ２／Ｂ10≦0.78］
前述のように、電磁鋼板は磁化力50〜200A／m付近で透磁率が最大となる。従って、Ｂ10の減少を最小限としながら200A／m付近での磁束密度を減じることにより、磁化曲線の非線形性を軽減することが可能である。このためには、Ｂ２とＢ10との比Ｂ２／Ｂ10が0.75以下である必要がある。すなわち、Ｂ２／Ｂ10≦0.78とすることにより、モータでの無負荷損失や引きずり損失、あるいは小型変圧器での二次電圧波形の歪みを改善することが可能である。
[B 2 / B 10 ≦ 0.78 ]
As described above, the magnetic steel sheet has the maximum magnetic permeability around a magnetizing force of 50 to 200 A / m. Therefore, it is possible to reduce the non-linearity of the magnetization curve by reducing the magnetic flux density near 200 A / m while minimizing the decrease in B 10 . For this purpose, the ratio B 2 / B 10 between B 2 and B 10 needs to be 0.75 or less. That is, by setting B 2 / B 10 ≦ 0.78, it is possible to improve the no-load loss and drag loss in the motor or the distortion of the secondary voltage waveform in the small transformer.
［Ｂ１≧0.4Ｔ］
本発明の主旨は、特定の磁界域での透磁率を適度に低下させることにより電磁鋼板の磁化曲線における非線形性を軽減しようとするものである。このためＢ10といった鉄心が実際に使用される条件での磁束密度は低下させずに、Ｂ２に相当する磁束密度をＢ10に対する比として適度なレベルにまで低下させる。ただし、鉄心内部では部分的もしくは時間的に低磁場となる部分が生じるため、Ｂ１〜Ｂ２程度に相当する磁束密度が過度に低下した場合はトルクの低下を招く。また、Ｂ１が過度に低下した場合は磁化曲線の立ち上がりが悪くなり、磁化曲線が非線形となる。従って、Ｂ１が0.4Ｔ以上あれば、このような劣化を防止することが可能であるため、Ｂ１≧0.4Ｔとした。
[B 1 ≧ 0.4T]
The gist of the present invention is to reduce non-linearity in the magnetization curve of an electrical steel sheet by appropriately reducing the magnetic permeability in a specific magnetic field region. The magnetic flux density in the order conditions the iron core such B 10 is actually used, without the decrease, it is decreased to a magnetic flux density corresponding to the B 2 a moderate level as a ratio to B 10. However, since a portion that becomes a low magnetic field partially or temporally occurs inside the iron core, if the magnetic flux density corresponding to about B 1 to B 2 is excessively reduced, the torque is reduced. Also, if B 1 is excessively decreased worsens the rising of the magnetization curve, the magnetization curve is non-linear. Therefore, if B 1 is 0.4T or more, such deterioration can be prevented, and therefore B 1 ≧ 0.4T.
［平均の結晶粒径：20μm以上］
上述した残留応力を導入した場合、いくばくかの鉄損増加が生じる。これを防止するには結晶粒径を増加させるのが適しており、このために平均の結晶粒径を20μm以上とする。すなわち、平均の結晶粒径が20μmを下回ると、鉄損改善の効果を十分に得ることが難しくなる。平均の結晶粒径としてさらに望ましいのは、50μm以上である。
[Average crystal grain size: 20μm or more]
When the residual stress described above is introduced, some iron loss increases. To prevent this is suitable for increasing the crystal grain size, the crystal grain size of the average for this shall be the higher 20 [mu] m. That is, when the average crystal grain size is less than 20 μm, it is difficult to sufficiently obtain the effect of improving the iron loss. The average crystal grain size is more preferably 50 μm or more.
以上の平均結晶粒径は、製品の断面に観察される結晶粒の数を求め、（観察面積）／（結晶粒の数）から、結晶粒１個当り面積を求め、これから円相当径を求める方法がよい。 The above average crystal grain size is obtained by obtaining the number of crystal grains observed in the cross section of the product, obtaining the area per crystal grain from (observation area) / (number of crystal grains), and obtaining the equivalent circle diameter therefrom. The method is good.
［鋼板片面の地鉄を板厚中心面まで除去したときの鋼板の曲がり量が鋼板の長さ500mm当たり板厚ｔ（mm）に関して1.5／ｔ以上］
200A/m付近の透磁率を有効に減少させるためには、鋼板内部に応力を残留させることが有効であり、高温での曲げ変形により応力を残留させることができる。このような場合、板厚方向の応力分布が生じる。このような応力が鋼板内部に残留している場合、鋼板片面から中心までの地鉄を除去して残った部分には、応力による反り（曲がり）が生じる。この場合、鋼板片面の地鉄を板厚中心面まで除去したとき（以下、減厚とも称す）の曲がり量は、板厚の増加に従って減少する。
ここで、後述の実施例１（板厚0.5mm）および実施例２（板厚0.35mm）に示されるように、鋼板の表面に５MPa以上の圧縮応力を残留させようとする場合、減厚時の曲り量は1.5/t（t:製品板厚）以上とすることが必要である。従って、鋼板表面に５MPa以上の応力が存在し、かつ板厚方向の応力分布が板厚中心に対して対称な鋼板について、片面から板厚中心までを歪みの導入無く除去した場合の曲がり量は、1.5／t（tは製品板厚：mm）以上となる。
なお、減厚する前に製品鋼板が圧延方向の曲がりを有している場合には、上記の地鉄を板厚中心面まで除去したときの曲がり量は、前記製品鋼板での曲がり量と減厚時の曲がり量との差によって表すこととする。
[When the steel sheet on one side is removed to the center plane, the bending amount of the steel sheet is 1.5 / t or more with respect to the sheet thickness t (mm) per 500 mm length of the steel sheet]
In order to effectively reduce the permeability in the vicinity of 200 A / m, it is effective to leave the stress inside the steel sheet, and the stress can be left by bending deformation at a high temperature. In such a case, a stress distribution in the thickness direction occurs. When such a stress remains inside the steel plate, warping (bending) due to the stress occurs in the portion remaining after removing the ground iron from one side of the steel plate to the center. In this case, the bending amount when the ground iron on one surface of the steel plate is removed to the center surface of the plate thickness (hereinafter also referred to as thickness reduction) decreases as the plate thickness increases.
Here, as shown in Example 1 (plate thickness 0.5 mm) and Example 2 (plate thickness 0.35 mm) described later, when compressive stress of 5 MPa or more is left on the surface of the steel plate, the thickness is reduced. The bend amount must be 1.5 / t (t: product thickness) or more. Therefore, if the steel sheet surface has a stress of 5 MPa or more and the stress distribution in the plate thickness direction is symmetrical with respect to the plate thickness center, the bending amount when removing from one side to the plate thickness center without introducing strain is as follows. , 1.5 / t (t is the product plate thickness: mm) or more.
In addition, when the product steel plate has a bending in the rolling direction before the thickness reduction, the amount of bending when the above-mentioned base steel is removed to the center surface of the plate thickness is reduced with the amount of bending in the product steel plate. It is expressed by the difference from the bending amount at the time of thickness.
なお、板厚方向の応力分布が板厚中心面に対して対称である場合は、片面から徐々に地鉄を除去した場合の反り量（曲がり量）の変化から応力分布を知ることが可能であり、表層部のみの応力を知ることもできる。 If the stress distribution in the plate thickness direction is symmetric with respect to the plate thickness center plane, it is possible to know the stress distribution from the change in the amount of warping (bending amount) when the steel is gradually removed from one side. Yes, it is possible to know the stress of only the surface layer.
なお、片面からの地鉄の除去は、鋼板に歪みを導入しないような、化学研磨などの方法を用いるのがよい。また、鋼板に予め若干の曲がりがある場合には地鉄の片面除去前後での変化量が上記の範囲であればよい。 In addition, it is good to use methods, such as chemical grinding | polishing which does not introduce | transduce distortion into a steel plate, for the removal of the ground iron from one side. Moreover, when there is some bending in the steel plate in advance, the amount of change before and after the removal of one side of the ground iron may be in the above range.
また、以上の要件を備える無方向電磁鋼板は、次に示す製造方法に従って得ることができる。 Moreover, the non-oriented electrical steel sheet having the above requirements can be obtained according to the following production method.
［仕上げ焼鈍後の750℃以上の温度域において、直径1000mm以下の円筒状のロールに巻き付ける処理を施すこと］
仕上げ焼鈍後の鋼板を巻き取るに際し、円筒状のロールに巻き付ける処理を高温で行うことにより鋼板表面が高温で延ばされ、高温で延ばされた部分は、平坦にした際に弾性的な圧縮応力が付与された状態となる。このような処理を鋼板の片面に対して行った場合は、製品に反りがもたらされ、モータ等の鉄心に組んで平坦な状態となった際に元の素材の凹面側には引張応力が、凸面側には圧縮応力がかかることになる。
[In the temperature range of 750 ° C or higher after final annealing, apply a treatment to wrap around a cylindrical roll with a diameter of 1000mm or less]
When winding the steel sheet after finish annealing, the surface of the steel sheet is extended at a high temperature by performing a process of winding it on a cylindrical roll at a high temperature, and the portion extended at a high temperature is elastically compressed when flattened. It will be in the state where stress was given. When such a treatment is performed on one side of a steel sheet, the product is warped, and when it is flattened by being assembled in an iron core such as a motor, there is a tensile stress on the concave side of the original material. Compressive stress is applied to the convex side.
また、ロールに巻き付ける処理を鋼板の上下面に対してそれぞれ１回以上、ほぼ等しい回数行った場合、鋼板上面と下面の表層付近を延ばすことになり、板厚方向での応力分布が板厚中心面に対して対称である応力分布をもたらし、製品には反りが現れずに圧縮応力が内在している鋼板とすることができる。 In addition, when the process of winding around the roll is performed on the upper and lower surfaces of the steel sheet at least once, approximately the same number of times, the surface layer of the upper and lower surfaces of the steel sheet is extended, and the stress distribution in the thickness direction is centered A stress distribution that is symmetric with respect to the surface is provided, and the product can be a steel plate in which compressive stress is inherent without causing warpage in the product.
以上のようなロール巻き付け処理は、750℃以上で行うのがよい。これは高温では降伏歪みが低下して表層付近が伸びやすくなると同時に、高温のため塑性歪みの残留を抑制することが可能であるからである。このため、750℃に満たない温度でロールへの巻き付け処理を行った場合は、十分な応力が導入されないか、あるいは塑性歪みが残留して鉄損が著しく劣化することがある。従って、上記処理は、750℃以上で行うのが望ましい。この処理でのロールの直径は、処理温度（750℃以上）での降伏点を考慮して表層部付近に５MPa以上の圧縮応力が残留するように選ぶのがよい。また、巻き付け角度が増加するに従って残留する歪量は大きくなるが、これについても温度やロール径、必要とする歪量に応じて決定される。 The roll winding process as described above is preferably performed at 750 ° C. or higher. This is because, at high temperatures, the yield strain decreases and the vicinity of the surface layer tends to stretch, and at the same time, the residual plastic strain can be suppressed due to the high temperature. For this reason, when the winding process is performed on the roll at a temperature less than 750 ° C., sufficient stress may not be introduced, or plastic strain may remain and iron loss may be significantly deteriorated. Therefore, it is desirable to perform the above treatment at 750 ° C. or higher. The diameter of the roll in this treatment is preferably selected so that a compressive stress of 5 MPa or more remains in the vicinity of the surface layer in consideration of the yield point at the treatment temperature (750 ° C. or higher). Further, although the amount of remaining strain increases as the winding angle increases, this is also determined according to the temperature, the roll diameter, and the required amount of strain.
ここで、鋼帯を巻き付けるロールの直径は、1000mm以下であれば所望の圧縮応力を鋼板表面付近に導入することが可能である。また、ロールへの鋼板の巻き付けは、750℃以上の温度域での複数回のロール巻き付けでの積算量にして、1/8周以上とする。例えば、ロール直径がそれぞれ1000mm以下であるＤ１，Ｄ２，Ｄ３・・・の各ロールへの巻き付け長が、各ロール周長に対してそれぞれｒ１、ｒ２，ｒ３・・・の比率とすると、
ｒ１＋ｒ２＋ｒ３＋・・・≧1/8
となる。
Here, if the diameter of the roll around which the steel strip is wound is 1000 mm or less, a desired compressive stress can be introduced in the vicinity of the steel plate surface. In addition, the winding of the steel sheet around the roll is made to be 1/8 or more rounds as an integrated amount in a plurality of roll windings in a temperature range of 750 ° C. or higher. For example, the winding length of each of D 1 , D 2 , D 3 ... Having a roll diameter of 1000 mm or less is about r 1 , r 2 , r 3 . As a ratio,
r 1 + r 2 + r 3 + ... ≧ 1/8
It becomes.
上記のロール巻き付け処理は、連続焼鈍ラインにおいて、図３または図４に示すような形態で実施するのが、生産効率上すぐれている。なお、組み合わされる複数のロールの直径は、全て同じとしても必要に応じて異なる直径としてもよい。 It is excellent in production efficiency that the roll winding process is performed in the form shown in FIG. 3 or FIG. 4 in the continuous annealing line. In addition, the diameters of the plurality of rolls to be combined may be the same or different as necessary.
最後に、本発明の電磁鋼板の成分としては、さらにAl（≦３mass％）、Mn（≦３mass％）を含み、必要に応じてSb（≦0.5mass％）、Sn（≦１mass％）、Ｐ（≦0.5mass％）、Cr（≦10mass％）を添加することが可能である。 Finally, the components of the electrical steel sheet of the present invention further include Al (≦ 3 mass%) and Mn (≦ 3 mass%) , and Sb (≦ 0.5 mass%), Sn (≦ 1 mass%), P as necessary. (≦ 0.5 mass%), Cr (≦ 10 mass%) can be added.
Si：2.0mass％、Mn：0.5mass％およびAl：0.5mass％を含有し、残部が鉄および不可避的不純物になる珪素鋼スラブを製造し、熱間圧延により2.2mmの熱延板とした後、1000℃×30秒の熱延板焼鈍の後、冷間圧延により板厚0.50mmとし、続いて850℃×60秒の仕上げ焼鈍を行ってから鋼板表面に、重クロム酸アルミニウム、エマルジョン樹脂およびエチレングリコールを混合したコーティング液を塗布し、300℃で焼き付けて製品とした。
以上の製造工程の仕上げ焼鈍の最終部分において、図３に示した形態にて連続焼鈍中に鋼板をロールに巻き付ける処理を行った。その際、ロール１、２の温度および直径を表１に示すように変化させた。
なお、ロールへの鋼板の巻き付け量は、ロール１とロール２への巻き付け角度の合計値で60°（ロール１周長の17％）とした。
After manufacturing a silicon steel slab containing Si: 2.0 mass%, Mn: 0.5 mass% and Al: 0.5 mass%, the balance being iron and inevitable impurities, and hot rolling to make a 2.2 mm hot-rolled sheet After hot-rolled sheet annealing at 1000 ° C for 30 seconds, the sheet thickness was 0.50 mm by cold rolling, followed by finish annealing at 850 ° C for 60 seconds, and then the aluminum dichromate, emulsion resin and A coating solution mixed with ethylene glycol was applied and baked at 300 ° C. to obtain a product.
In the final part of the final annealing in the above manufacturing process, the steel sheet was wound around the roll during the continuous annealing in the form shown in FIG. At that time, the temperatures and diameters of the
In addition, the winding amount of the steel plate around the roll was set to 60 ° (17% of the circumference of one roll) as the total value of the winding angles around the
かくして得られた電磁鋼板について、板の片面から20μｍの厚みだけ地鉄を化学研磨により除去したときの曲がり量から、この部分の圧縮応力を求めた。さらに、板厚中心まで地鉄を除去し、鋼板長さ500mm当たりの曲がり量を測定した。これらの測定結果を表１に示す。
次に、この材料から圧延方向（Ｌ方向）および圧延直角方向（Ｃ方向）を長手方向（＝磁化特性の測定方向）とする、280mm×100mmのSST試験片を切り出し、圧延方向および圧延直角方向の磁気特性を単板磁気試験器（SST）により測定した。圧延方向および圧延直角方向の測定結果について平均したものを、この材料の磁気特性とした。これら磁気特性を表２に示す。
With respect to the magnetic steel sheet thus obtained, the compressive stress of this part was determined from the amount of bending when the ground iron was removed by chemical polishing by a thickness of 20 μm from one side of the plate. Furthermore, the steel was removed to the center of the plate thickness, and the amount of bending per 500 mm of steel plate length was measured. These measurement results are shown in Table 1.
Next, a 280 mm × 100 mm SST specimen was cut out from this material, with the rolling direction (L direction) and the direction perpendicular to the rolling direction (C direction) being the longitudinal direction (= measurement direction of the magnetic properties). The magnetic properties were measured with a single plate magnetic tester (SST). The average of the measurement results in the rolling direction and the direction perpendicular to the rolling was used as the magnetic property of this material. These magnetic properties are shown in Table 2.
なお、表中の備考欄では、「鋼板内部に５MPa以上の圧縮応力が存在すること」の要件に適合するものに「発明例（1）」と、この要件に併せて「仕上げ焼鈍後の750℃以上の温度域において、直径1000mm以下の円筒状ロールに対する巻き付け処理」の要件に適合するものに「発明例（1）（3）」と記載した。 In the remarks column in the table, “Invention example (1)” is applied to those that meet the requirement that “compressive stress of 5 MPa or more exists in the steel plate”, and “750 after finish annealing” is added to this requirement. “Invention example (1) (3)” is described as one that meets the requirements of “winding treatment for a cylindrical roll having a diameter of 1000 mm or less” in a temperature range of ℃ or higher.
上記の製品から、３相４極24スロットの分布巻き希土類磁石IPMモータ（定格出力720W）の固定子および回転子を作製し、モータに組み上げた。鉄心は電磁鋼板を回し積みして積層した。 A stator and a rotor of a three-phase four-pole / 24-slot distributed winding rare earth magnet IPM motor (rated output 720 W) were produced from the above products and assembled into a motor. The iron core was made by rolling and stacking magnetic steel sheets.
次に、作製したモータについて、ブレーキモータと回転計、トルク計、電力計などからなるモータ特性測定装置を用いてトルク定数と無負荷損失を測定した。
この測定結果を表２に示すように、本発明の請求項1の条件に適合する電磁鋼板ではトルク乗数の劣化を招くことなく、無負荷損失の低いモータが得られていることが分かる。また、本発明の請求項５の方法によって同請求項１に従う電磁鋼板が得られていることが分かる。また、記号Ｄの改善量がそれほど大きくないのは、ロール巻き付け処理の温度が700℃と低いために、ロール巻き付け処理により導入された転位が十分に抜けていないことが原因と考えられ、従って750℃以上でロール巻き付け処理を行うことが推奨される。
Next, the torque constant and no-load loss of the produced motor were measured using a motor characteristic measuring device including a brake motor, a tachometer, a torque meter, a power meter, and the like.
As shown in Table 2, it can be seen that the electrical steel sheet that meets the conditions of
Si：3.0mass％、Mn：0.3mass％およびAl：0.3mass％を含有し、残部鉄および不可避的不純物になる珪素鋼スラブを製造し、熱間圧延により2.0mmの熱延板とした後、1000℃×30秒の熱延板焼鈍の後、冷間圧延により板厚0.35mmとし、続いて表３に記載の温度での仕上げ焼鈍を行ってから、鋼板表面に重クロム酸アルミニウム、エマルジョン樹脂およびエチレングリコールを混合したコーティング液を塗布し、300℃で焼き付けて製品とした。 Si: 3.0mass%, Mn: 0.3mass% and Al: 0.3mass% containing, the remainder iron and silicon steel slab to become unavoidable impurities are manufactured, after hot rolling to 2.0mm hot rolled sheet, After hot-rolled sheet annealing at 1000 ° C for 30 seconds, the sheet thickness is set to 0.35mm by cold rolling, followed by finish annealing at the temperature shown in Table 3, and then aluminum dichromate and emulsion resin on the steel sheet surface. And the coating liquid which mixed ethylene glycol was apply | coated, and it baked at 300 degreeC, and was set as the product.
以上の製造工程の仕上げ焼鈍の最終部分において、図４に示した形態にて連続焼鈍中に鋼板をロールに巻き付ける処理を行った。その際、ロール３および4の温度および直径は同じにし、その値を表３に示すように種々に変更した。 In the final part of the finish annealing in the above manufacturing process, the steel sheet was wound around the roll during the continuous annealing in the form shown in FIG. At that time, the temperatures and diameters of the rolls 3 and 4 were the same, and the values were variously changed as shown in Table 3.
かくして得られた鋼板から圧延方向に半量、圧延直角方向に半量のエプスタイン試験片を切り出しJISで定める方法により磁気測定を行った。なお、得られた鋼板の曲がり量は500mmあたり0.5mm以下で無視することができる程度であった。従って、板厚方向の応力の分布がほぼ対称であると見做すことができる。
この鋼板について、板の片面から20μmの厚みだけ地鉄を化学研磨により除去したときの曲がり量から、この部分の圧縮応力を求めた。さらに、板厚中心まで地鉄を除去し、試料長500mm当たりの曲がり量を測定した。これらの測定結果を表３に示す。
Half of the Epstein test piece was cut from the steel sheet thus obtained in the rolling direction and half in the direction perpendicular to the rolling direction, and magnetic measurements were performed by the method defined by JIS. The bending amount of the obtained steel sheet was 0.5 mm or less per 500 mm and was negligible. Therefore, it can be considered that the stress distribution in the plate thickness direction is substantially symmetric.
About this steel plate, the compressive stress of this part was calculated | required from the amount of bending when a base iron was removed by chemical polishing by the thickness of 20 micrometers from the single side | surface of a plate. Furthermore, the steel was removed to the center of the plate thickness, and the amount of bending per 500 mm sample length was measured. These measurement results are shown in Table 3.
次に、この製品から、３相４極24スロットの分布巻き希土類磁石IPMモータ（定格出力720W）の固定子および回転子を作製し、モータに組み上げた。鉄心は電磁鋼板を回し積みして積層し鉄心とした。そして、作製したモータについて、ブレーキモータと回転計、トルク計、電力計などからなるモータ特性測定装置を用いてトルク定数と無負荷損失を測定した。
表４にモータ特性の測定結果を示す。なお、表中の備考欄では、「鋼板に５MPa以上の圧縮応力が存在すること」の要件に適合するものに「発明例（1）」と、「平均の結晶粒径：20μm以上」の要件に適合するものに「発明例（2）」と、「仕上げ焼鈍後の750℃以上の温度域において、直径1000mm以下の円筒状ロールに対する巻き付け処理」の要件に適合するものに「発明例（3）」と記載した。
Next, a stator and a rotor of a three-phase four-pole / 24-slot distributed winding rare earth magnet IPM motor (rated output 720 W) were produced from this product and assembled into a motor. The iron core was made by rolling and stacking magnetic steel sheets to form an iron core. And about the produced motor, the torque constant and the no-load loss were measured using the motor characteristic measuring apparatus which consists of a brake motor, a tachometer, a torque meter, a power meter, etc.
Table 4 shows the measurement results of the motor characteristics. In the remarks column in the table, the "Invention Example (1)" to be compatible with the requirements of "the 5MPa or more compressive stress is present in the steel sheet", "average grain size: 20 [mu] m or more" Requirements "Inventive example (2)" to be compatible to the "in the finishing temperature range temperatures higher than 750 ℃ after the annealing, the winding process to the following cylindrical roll diameter 1000mm""invention example shall conform to the requirements of (3 ) ”.
表４に各評価結果を示すとおり、本発明に適合する電磁鋼板を鉄心として使用したモータではトルク乗数の劣化を招くことなく無負荷損失が低下している。また、焼鈍温度を高くして結晶粒径を増加させるに従って無負荷損失が低下しているが、本発明による電磁鋼板を使用したモータでは比較例ＡおよびＢよりも焼鈍温度増加による改善率が大きい。これは、弾性応力を内在させることによる弊害として起きる鉄損の劣化を結晶粒径増加の効果が補っているからであると考えられる。 As shown in each evaluation result in Table 4, in the motor using the magnetic steel sheet conforming to the present invention as the iron core, the no-load loss is reduced without causing deterioration of the torque multiplier. Further, as the annealing temperature is increased and the crystal grain size is increased, the no-load loss is reduced. However, in the motor using the electromagnetic steel sheet according to the present invention, the improvement rate due to the annealing temperature increase is larger than that of Comparative Examples A and B. . This is considered to be because the effect of increasing the crystal grain size compensates for the deterioration of the iron loss that occurs as a harmful effect due to the presence of elastic stress.
１ ロール
２ ロール
３ ロール
４ ロール
1
Claims (3)
記
Ｂ１≧0.4Ｔ
Ｂ10≧1.45Ｔ
Ｂ２／Ｂ10≦0.78
ここで、Ｂ１、Ｂ２およびＢ10はそれぞれ、磁化力100A/m、200A/mおよび1000A/mにおける磁束密度 Si: 0.1 to 4 mass%, Mn: 3 mass% or less and Al: 3 mass% or less, a non-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.10 to 1.0 mm consisting of the remaining Fe and inevitable impurities, crystal grain size is not less 20μm or more, the distribution in the thickness direction to the residual stress is formed by a steel sheet itself bending deformation, the stress at the front surface of the steel plate at the compression side, its size is in the range of 5~50MPa Further, a non-oriented electrical steel sheet characterized in that the magnetic properties satisfy the following conditions.
B 1 ≧ 0.4T
B 10 ≧ 1.45T
B 2 / B 10 ≦ 0.78
Here, B 1 , B 2 and B 10 are magnetic flux densities at magnetization forces of 100 A / m, 200 A / m and 1000 A / m, respectively.
記
Ｂ１≧0.4Ｔ
Ｂ10≧1.45Ｔ
Ｂ２／Ｂ10≦0.78
ここで、Ｂ１、Ｂ２およびＢ10はそれぞれ、磁化力100A/m、200A/mおよび1000A/mにおける磁束密度 Si: 0.1 to 4 mass%, Mn: 3 mass% or less and Al: 3 mass% or less, a non-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.10 to 1.0 mm consisting of the remaining Fe and inevitable impurities, The crystal grain size is 20μm or more, the residual stress distribution is formed in the thickness direction due to the bending deformation of the steel plate itself, and the bending amount of the steel plate when the ground iron on one side of the steel plate is removed to the thickness center surface is the length of the steel plate A non-oriented electrical steel sheet characterized by having a thickness t (mm) per 500 mm of 1.5 / t or more and further satisfying the following magnetic characteristics.
B 1 ≧ 0.4T
B 10 ≧ 1.45T
B 2 / B 10 ≦ 0.78
Here, B 1 , B 2 and B 10 are magnetic flux densities at magnetization forces of 100 A / m, 200 A / m and 1000 A / m, respectively.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2008027937A JP5338082B2 (en) | 2008-02-07 | 2008-02-07 | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2008027937A JP5338082B2 (en) | 2008-02-07 | 2008-02-07 | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2009185357A JP2009185357A (en) | 2009-08-20 |
| JP5338082B2 true JP5338082B2 (en) | 2013-11-13 |
Family
ID=41068882
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2008027937A Active JP5338082B2 (en) | 2008-02-07 | 2008-02-07 | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP5338082B2 (en) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20240027787A (en) * | 2021-07-05 | 2024-03-04 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof |
| KR20240021880A (en) * | 2021-07-05 | 2024-02-19 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61119620A (en) * | 1984-11-14 | 1986-06-06 | Kawasaki Steel Corp | Annealing method of silicon steel strip by vertical continuous annealing furnace |
| JPS63219598A (en) * | 1987-03-09 | 1988-09-13 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Electrical steel sheet having switching characteristic |
| JPH075987B2 (en) * | 1988-03-11 | 1995-01-25 | 日本鋼管株式会社 | Method for manufacturing non-oriented electrical steel sheet with excellent magnetic flux density in low magnetic field |
| JPH10330839A (en) * | 1997-06-03 | 1998-12-15 | Nkk Corp | Manufacture of nonoriented silicon steel sheet excellent in magnetic property |
| KR100956530B1 (en) * | 2001-06-28 | 2010-05-07 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | Nonoriented electromagnetic steel sheet |
-
2008
- 2008-02-07 JP JP2008027937A patent/JP5338082B2/en active Active
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2009185357A (en) | 2009-08-20 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP6866935B2 (en) | Manufacturing method of non-oriented electrical steel sheet | |
| JP6226072B2 (en) | Electrical steel sheet | |
| JP4855222B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet for split core | |
| JP5699642B2 (en) | Motor core | |
| JP4855220B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet for split core | |
| JP2012036474A (en) | Non-oriented magnetic steel sheet and production method therefor | |
| JP2012036459A (en) | Non-oriented magnetic steel sheet and production method therefor | |
| JP5515451B2 (en) | Core material for split motor | |
| JP5671869B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof | |
| JP5646745B2 (en) | Steel plate for rotor core of IPM motor and manufacturing method thereof | |
| JP5338082B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof | |
| JP6339768B2 (en) | Steel plate for rotor core of IPM motor excellent in field weakening and manufacturing method thereof | |
| JP5671872B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof | |
| JP5584829B2 (en) | Method for manufacturing steel sheet for rotor core of IPM motor | |
| JP2008189976A (en) | Nonoriented electrical steel sheet having reduced in core loss degradation caused by compressive stress, and method for producing the same | |
| JP5671871B2 (en) | Non-oriented electrical steel sheet and manufacturing method thereof | |
| JP5515485B2 (en) | Split motor core | |
| JP6554805B2 (en) | Electromagnetic steel sheet, manufacturing method thereof and claw pole motor | |
| JP2013076161A (en) | Steel sheet for rotor core of high-speed ipm motor, method of manufacturing the same, rotor core of ipm motor, and ipm motor | |
| JP6110097B2 (en) | High power reluctance motor steel core steel plate and manufacturing method thereof, rotor for reluctance motor using the same, stator and reluctance motor | |
| JP4844139B2 (en) | Magnetic steel sheet for permanent magnet motor and permanent magnet motor | |
| JP2004104929A (en) | Magnetic steel plate for rotary equipment having split core form | |
| JP2012092445A (en) | Steel sheet for rotor core of ipm motor excellent in magnetic property | |
| JP2005307258A (en) | Nonoriented silicon steel sheet having reduced deterioration in core loss caused by compressive stress and its production method | |
| JP2004100026A (en) | Electromagnetic steel sheet for split-type iron core |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20100823 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20120726 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20120807 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20121009 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20130226 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20130418 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20130709 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20130722 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 5338082 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |