WO2023140303A1 - 積層磁性材、および積層磁性材の製造方法 - Google Patents

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WO2023140303A1
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quenched alloy
mpa
magnetic
laminated magnetic
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PCT/JP2023/001418
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石川湧己
野口伸
相牟田京平
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株式会社プロテリアル
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    • B32B7/00—Layered products characterised by the relation between layers; Layered products characterised by the relative orientation of features between layers, or by the relative values of a measurable parameter between layers, i.e. products comprising layers having different physical, chemical or physicochemical properties; Layered products characterised by the interconnection of layers
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    • B32B7/025—Electric or magnetic properties
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K1/00—Details of the magnetic circuit
    • H02K1/02—Details of the magnetic circuit characterised by the magnetic material

Definitions

  • the present invention relates to a laminated magnetic material that can be used, for example, as a core for a motor, and a method for manufacturing the laminated magnetic material.
  • Amorphous alloys which have low loss characteristics about 1/10 of the electrical steel sheets, is expected to replace them. Since the motor operates in a high frequency band of several hundred Hz or more, it is important to suppress loss due to eddy current generated in the iron core among iron loss characteristics.
  • Amorphous alloys generally have a higher volume resistivity than magnetic steel sheets, and since they are ribbons with a thickness of about 25 ⁇ m, they are advantageous in that eddy current loss is small.
  • the ultra-thin thickness is disadvantageous in the manufacturing process, and since the plate thickness of the magnetic steel sheet is about 0.35 mm, when making a core of the same size as the magnetic steel sheet from an amorphous alloy, the number of lamination times is 10 times or more.
  • Patent Document 1 studies have been conducted on bonding and laminating a plurality of amorphous alloy ribbons into a plate shape so that it can be handled in the same manner as an electromagnetic steel plate.
  • a motor core to which an amorphous alloy bonded laminate is applied is disclosed in Patent Document 2, and it is expected that technical development of amorphous alloy motors will progress further in the future.
  • the laminated magnetic material preferably has an iron loss Pcm of 13.0 W/kg or less at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T.
  • the laminated magnetic material preferably has an eddy current loss Pe of 9.5 W/kg or less among iron losses Pcm at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T.
  • the method for producing a laminated magnetic material of the present invention includes a plurality of quenched alloy ribbons and a resin layer made of a resin disposed between the quenched alloy ribbons, wherein the elastic modulus of the resin at room temperature is ⁇ [MPa], the linear expansion coefficient of the resin at room temperature is ⁇ 1 [1/K], the curing temperature of the resin is Ta [K], the linear shrinkage rate of the resin during curing is ⁇ , the resin thickness of the resin is h1 [um], and the thickness of the quenched alloy ribbon.
  • the adhesive stress ⁇ [MPa] shown by the following formula is 1.8 MPa or more.
  • ⁇ h1/h2 ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ( ⁇ 1- ⁇ 2) ⁇ (Ta-RT) + ⁇
  • FIG. 1 is a schematic perspective view showing an embodiment of a laminated magnetic material for a motor of the present invention
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Example 1.
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Example 2.
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Example 3.
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Example 4.
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Example 1.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Comparative Example 7.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Example 5.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Example 6.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Example 7.
  • FIG. 4 is a magnetic domain structure photograph of Comparative Example 4.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Comparative Example 5.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Comparative Example 6.
  • FIG. 10 is a magnetic domain structure photograph of Comparative Example 8. FIG.
  • the present inventor clarified the relationship between the physical properties and adhesion conditions of the resin and the adhesive stress ⁇ determined by the various physical properties of the resin in forming a laminated magnetic material for motors, found a laminated magnetic material for motors that maintains excellent magnetic properties even in a high frequency band, and completed the present invention. A detailed description will be given below. First, the present inventors made a detailed study of a magnetic material provided with a resin (adhesive) as disclosed in Patent Document 1.
  • the volume of the resin (adhesive) decreases when the resin (adhesive) hardens, and when heated and bonded, the resin (adhesive) applies adhesive stress mainly in the in-plane direction to the amorphous alloy ribbon due to the difference in thermal expansion coefficient between the amorphous alloy ribbon and the adhesive.
  • the elastic modulus of the resin at room temperature is ⁇ [MPa]
  • the linear expansion coefficient of the resin at room temperature is ⁇ 1 [1/K]
  • the curing temperature of the resin is Ta [K]
  • the linear contraction rate of the resin during curing is ⁇
  • the thickness of the resin is h1 [um]
  • the thickness of the quenched alloy ribbon is h2 [um]
  • the quenched alloy thin is expressed by the following Equation 1.
  • [] represents a unit.
  • RT at room temperature is assumed to be 296 [K].
  • the amorphous alloy ribbon Since the amorphous alloy ribbon has a large magnetostriction, the magnetic domain structure of the amorphous alloy ribbon is disturbed by the adhesive stress, and the magnetic properties of the amorphous alloy ribbon are changed.
  • the required characteristic is low iron loss in a high frequency band, and for that reason, it is necessary to reduce eddy current loss as much as possible. In order to reduce the eddy current loss, it is effective to reduce the magnetic domain width of the amorphous alloy ribbon.
  • Adhesive stress from the resin works in various directions on the surface of the amorphous alloy ribbon, so if stress above a certain level is applied, local magnetic anisotropy occurs due to the magnetoelastic effect, and the direction of the anisotropy changes from place to place. As a result, the direction of magnetization is affected by such local anisotropy, and the magnetization is also oriented in various directions depending on the location. That is, magnetic domain refining becomes possible. As a result, eddy current loss can be reduced. Therefore, it is important to control the adhesive stress generated in the amorphous alloy ribbon to be greater than a certain level.
  • Iron loss Pcm represents iron loss at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T (hereinafter referred to as Pcm 10/2000 ) [W/kg]
  • eddy current loss Pe represents eddy current loss at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T (hereinafter referred to as Pe 10/2000 ) [W/kg].
  • the present invention is a laminated magnetic material comprising a plurality of quenched alloy ribbons and a resin layer made of a resin disposed between the quenched alloy ribbons, wherein the adhesive stress ⁇ acting from the resin to the quenched alloy ribbons is 1.8 MPa or more.
  • the resin of the present invention is preferably a thermosetting resin.
  • thermosetting resins have the property of having higher heat resistance than thermoplastic resins.
  • the adhesive stress ⁇ must be 1.8 MPa or more. The reason for this is that by setting the adhesive stress ⁇ to 1.8 MPa or more, the magnetic domains of the quenched alloy ribbon can be sufficiently subdivided and the eddy current loss can be reduced.
  • FIG. 1(a) is a schematic perspective view showing one embodiment of the laminated magnetic material of this embodiment.
  • a laminated magnetic material 11 of this embodiment includes a plurality of quenched alloy ribbons 1 and a resin layer 2 disposed between the plurality of quenched alloy ribbons 1 .
  • the form in a figure is shown typically, and does not necessarily correspond with an actual dimension.
  • FIG. 1(b) is a schematic perspective view showing one embodiment of the quenched alloy ribbon 1, which has two main surfaces 1a and 1b facing each other.
  • the material of the quenched alloy ribbon 1, which constitutes the laminated magnetic material 11 of the present embodiment, is not particularly limited.
  • the width of the quenched alloy ribbon 1 is not particularly limited, but can be, for example, 100 mm or more. More preferably, the width of the ribbon is 125 mm or more. On the other hand, the upper limit of the width of the ribbon is not particularly limited, but if the width exceeds 300 mm, for example, it may not be possible to obtain a ribbon with a uniform thickness in the width direction, and as a result, the shape may be uneven, resulting in partial embrittlement. More preferably, the width of the ribbon is 275 mm or less.
  • the thickness of the quenched alloy ribbon 1 is preferably 10 ⁇ m or more and 50 ⁇ m or less. If the thickness is less than 10 ⁇ m, the mechanical strength of the quenched alloy ribbon 1 tends to be insufficient. More preferably, the thickness is 15 ⁇ m or more, and more preferably 20 ⁇ m or more. On the other hand, when the thickness of the ribbon exceeds 50 ⁇ m, it tends to be difficult to stably obtain an amorphous phase. The thickness is more preferably 35 ⁇ m or less, and more preferably 30 ⁇ m or less.
  • the quenched alloy ribbon 1 has no anisotropy derived from the crystal structure, and does not have grain boundaries that impede the movement of domain walls, so it has excellent soft magnetic properties such as high magnetic permeability and low loss while maintaining a high magnetic flux density.
  • the quenched alloy ribbon 1 can be produced by various known methods. For example, a molten alloy having the composition described above is prepared, and the molten alloy is discharged onto the surface of the chill roll to form a film of the molten alloy on the surface of the chill roll, and the quenched alloy ribbon 1 formed on the surface is separated from the surface of the chill roll by blowing a separating gas, and wound into a roll by a take-up roll.
  • the quenched alloy ribbon 1 is effective as a ribbon for a motor if it is heat-treated at a high temperature such that it does not crystallize for the purpose of relieving strain generated during casting.
  • a method for obtaining such a rapidly solidified alloy ribbon in the case of heat treatment, for example, a method of heat-treating (tension annealing) in a stretched state, a method of heat-treating with a magnetic field applied in the longitudinal direction of the ribbon, a method of heat-treating with a magnetic field applied in the longitudinal direction of the ribbon while being stretched, etc. are suitable.
  • the resin layer 2 is formed on the quenched alloy ribbon 1 subjected to such a heat treatment, and another quenched alloy ribbon 1 is joined to form the laminated magnetic material 11 .
  • FIG. 2 is a schematic perspective view showing a laminated magnetic material 12 in which a resin layer 2 is arranged between two quenched alloy ribbons 1. As shown in FIG.
  • the following physical property values are used for the physical properties of the resin used for calculating the adhesive stress.
  • the flexural modulus is measured by pouring a resin into a rectangular (strip-shaped) mold and curing the resin.
  • a strip-shaped (strip-shaped) test piece having a thickness T of 2 mm, a width W of 25 mm, and a length L of 40 mm is subjected to a three-point bending test using a measuring device conforming to the JISK7171 method.
  • the distance L between the fulcrums is 30 mm when the bending elastic modulus of the resin exceeds 700 MPa, 14 mm when the bending elastic modulus is 70 MPa or more and 700 MPa or less, and 8 mm when the bending elastic modulus is less than 70 MPa.
  • the test speed is 0.48 mm/min, and the load F [N] applied to the sample continuously until the bending strain ⁇ derived from Equation 2 below exceeds 0.0025, and the deflection D [mm] at that time are measured.
  • Bending stress ⁇ and bending strain ⁇ are calculated from the measured load and deflection using the following formulas (Equations 2 and 3) to obtain a stress-strain curve.
  • the stress curve in the bending strain section 0.0005 ⁇ 0.0025 of the stress-strain curve is linearly regressed by the method of least squares, and the slope thereof is defined as the bending elastic modulus [MPa].
  • the linear expansion coefficient ⁇ 1 [1/K] of the resin at room temperature is measured using a thermomechanical analyzer (TMA).
  • TMA thermomechanical analyzer
  • the linear shrinkage rate ⁇ of the cured resin is calculated using the following formula from the specific gravity sg1 of the uncured resin and the specific gravity sg2 of the cured resin.
  • the specific gravity of the uncured resin and the specific gravity of the cured resin are measured according to the JISK6833 specific gravity cup method and the JISK7122 water substitution method.
  • the uncured specific gravity sg in the case of a two-liquid mixing type adhesive is calculated by the following method. Assuming that the two-liquid mixture type adhesive is agent A and agent B, the uncured specific gravity sg of agent A and the uncured specific gravity sg B of agent B are measured using the JIS K6833 specific gravity cup method. Based on the recommended mixing mass ratio of the two-liquid mixing adhesive, the mixed masses of agents A and B (mass M A of agent A and mass M B of agent B ) are determined and calculated according to the following formula.
  • the adhesive stress ⁇ of the resin is 1.8 MPa or more, it is possible to obtain a laminated magnetic material for a motor having good magnetic properties such that Pcm 10/2000 is 13.0 W/kg or less. If the magnitude ⁇ of the adhesive stress is 1.8 MPa or more, the magnetic material having the above-mentioned good magnetic properties can be obtained regardless of the resin composition. However, it is inevitable that the temperature of the motor core rises during use. Thermoplastic resins generally have lower heat resistance than thermosetting resins. Therefore, there is concern about long-term reliability of thermoplastic resins. Therefore, it is desirable to use a thermosetting resin with excellent heat resistance. Furthermore, the glass transition temperature of the cured resin is preferably 90° C. or higher.
  • thermosetting resin is a liquid compound with a relatively low molecular weight before reaction, but it is a polymer compound resin that hardens and becomes a solid by heating, mixing with a curing agent, reaction with a catalyst, ultraviolet irradiation, contact with moisture in the air, blocking of oxygen and contact with an active metal.
  • epoxy resins are the most widely used thermosetting resins, and are particularly preferred because they come in many types and are highly practical, including from an economic standpoint.
  • the thickness of the resin layer 2 since it is important to increase the space factor as much as possible in order to achieve excellent magnetic properties of the laminate, it is preferably about 1.0 to 6.0 ⁇ m, and further preferably 1.0 to 3.0 ⁇ m in order to further increase the space factor.
  • the resin layer 2 is preferably adhered to at least one of the main surfaces 1a and 1b of the quenched alloy ribbon 1 so as not to be easily peeled off.
  • the resin layers 2 may be arranged on the two main surfaces 1a and 1b of the quenched alloy ribbon 1, respectively.
  • the resin layer 2 may be arranged on the entire main surfaces 1a, 1b, or may be provided in a predetermined pattern, such as a stripe pattern or a dot pattern, including regions where the resin layer 2 is arranged and regions where the resin layer 2 is not arranged.
  • the method for producing a laminated magnetic material in the present embodiment is a method for producing a laminated magnetic material comprising a plurality of quenched alloy ribbons and a resin layer made of a resin arranged between the quenched alloy ribbons, wherein the elastic modulus of the resin at room temperature is ⁇ [MPa], the linear expansion coefficient of the resin at room temperature is ⁇ 1 [1/K], the curing temperature of the resin is Ta [K], the linear shrinkage rate of the resin when cured is ⁇ , the resin thickness of the resin is h1 [um], and the quenched alloy.
  • the adhesion stress ⁇ [MPa] shown in the above formula (Equation 1) is 1.8 MPa or more.
  • the step of applying the resin is a step of placing the resin on one side or both sides of the quenched alloy ribbon 1 to form the resin layer 2 .
  • the method for forming the resin layer 2 is not particularly limited, but for example, there is a method of applying a resin by a flexographic printing method, or a method of preparing an adhesive containing a resin and a solvent, applying the adhesive with a spray or a coater, and then evaporating the solvent.
  • the resin layer 2 When the resin layer 2 is formed by applying a resin using a flexographic printing method, it is often used particularly when applying a thermosetting resin that does not contain a solvent. That is, a thermosetting resin is applied to one surface of the quenched alloy ribbon 1 by a flexographic printing method, and another quenched alloy ribbon 1 is superimposed on the surface of the quenched alloy ribbon 1 coated with the thermosetting resin, and crimped with a roller or the like. After that, by heating to the curing temperature of the thermosetting resin and curing it, it becomes the laminated magnetic material 11 for the motor.
  • the step of curing the resin is, after the step of applying the resin, a step of overlapping another rapidly solidified alloy ribbon 1 on the surface of the resin-applied rapidly solidified alloy ribbon 1, crimping it with a roller or the like, and heating it to the curing temperature of the resin to harden it.
  • the quenched alloy ribbon 1 was 2605HB1M material manufactured by Hitachi Metals, Ltd., and had a length of 120 mm, a width of 25 mm, and a thickness of 25 ⁇ m.
  • the coefficient of linear expansion of 2605HB1M is 4.3 ⁇ 10 ⁇ 6 [1/K].
  • Examples and comparative examples of laminated magnetic materials for motors were produced by bonding two of the above-mentioned quenched alloy ribbons using resins having various adhesive stresses, and Pcm 10/2000 and Pe 10/2000 were measured for each.
  • seven kinds of resins a1, b1, c1, d1, e1, f1 and g1 were prepared.
  • Resins a1, b1, c1 and d1 were used in Examples, and resins e1 and f1 were used in Comparative Examples.
  • Table 1 shows the curing type, durometer hardness, glass transition temperature, and curing temperature of each resin
  • Table 2 shows the resin layer thickness, elastic modulus, thermal shrinkage, linear shrinkage during curing, and adhesive stress at the time of sample preparation.
  • the coefficient of linear expansion ⁇ 2 of the quenched alloy ribbon was 4.3 ⁇ 10 ⁇ 6 [1/K].
  • the curing type there are a one-liquid type that contains a curing agent in advance and cures by heating, and a two-liquid type that cures by mixing the curing agent and the main agent at the time of use.
  • the durometer hardness is the hardness obtained by pressing a type D (A)-shaped indenter against the test piece surface with a specified spring force using a durometer hardness tester (rubber hardness tester), and the hardness obtained from the indentation depth of the indenter at that time, and is a value measured by the test method specified in JIS K7215.
  • the adhesive stress ⁇ [MPa] is a value calculated from the above formula (Equation 1) using the elastic modulus, linear expansion coefficient, linear contraction coefficient at the time of curing, and curing temperature of each resin shown in Table 1.
  • the quenched alloy ribbon 1 was subjected to heat treatment (hereinafter referred to as tension annealing) while applying tension in the longitudinal direction of the quenched alloy ribbon 1, and the two quenched alloy ribbons 1 subjected to this tension annealing were bonded using resins a1, b1, and c1 in Table 1 to prepare samples as Examples 5, 6, and 7.
  • samples bonded using the resins e1, f1, and g1 in Table 1 were prepared as Comparative Examples 4, 5, and 6.
  • tension annealing was performed by applying a tension of 40 MPa in the longitudinal direction of the quenched alloy ribbon 1 and heat-treating at 450° C.
  • the two quenched alloy ribbons subjected to tension annealing in this way were applied to the entire surface of the quenched alloy ribbon by a flexographic printing method in the same manner as in Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 3 produced using the resins a1, b1, c1, e1, f1, and g1 in Table 1, and the other quenched alloy ribbon 1 was superimposed and crimped with a roller. After that, the resin was cured by heating to the curing temperature to prepare Examples 5-7 and Comparative Examples 4-6.
  • Comparative Example 8 a sample of Comparative Example 8 was prepared by laminating two quenched alloy ribbons subjected to tension annealing without forming a resin layer under their own weight. As can be seen from Table 2, the thickness of the resin layer 2 after curing was between 2.3 ⁇ m and 5.3 ⁇ m in Examples 1 to 7, and between 1.9 ⁇ m and 4.9 ⁇ m in Comparative Examples 1 to 6.
  • Ke is a coefficient relating to eddy current loss
  • Kh is hysteresis loss at direct current.
  • a BH loop analyzer SY8218 manufactured by Iwasaki Tsushinki Co., Ltd. was used as an AC magnetic characteristic measuring device, and an amplifier SY-5001 manufactured by PMK was used.
  • a frame for measurement was manufactured and used with reference to JISC2556 "Method for measuring magnetic properties of an electromagnetic steel strip using a single plate tester".
  • the jig construction consists of a MnZn ferrite yoke, a resin bobbin and polyurethane-coated copper wire.
  • a primary winding (excitation coil) (wire diameter: 0.5 mm) and a secondary winding (B coil) (wire diameter: 0.5 mm) were applied to a resin bobbin with polyurethane-coated copper wires for 57 and 100 turns, respectively.
  • the quenched alloy ribbon 1 was sandwiched between upper and lower MnZn ferrite yokes. By sandwiching the quenched alloy ribbon 1 between the MnZn ferrite yokes, the flow of magnetic flux is made into a closed magnetic path, and generation of a demagnetizing field in the quenched alloy ribbon 1 can be prevented.
  • Examples 1 to 7 with an adhesive stress of 1.8 MPa or more had a Pcm 10/2000 of 13.0 [W/kg] or less, and had good iron loss characteristics for high-speed rotation motor applications of 5000 rpm or more.
  • the core loss is about 8 to 39% smaller than that of Comparative Example 7, which is not bonded.
  • Pe 10/2000 of Examples 1 to 7 is a very small value compared to Comparative Examples 1 to 3, the adhesive stress is 2.0 MPa or more, and the magnetic domain of the quenched alloy ribbon 1 can be sufficiently subdivided.
  • the resin preferably has a linear shrinkage of 0.6% or more when cured. It is also found that the heat shrinkage rate ⁇ of the resin is preferably 0.7% or more.
  • Examples 5, 6, and 7 using the tension-annealed quenched alloy ribbon 1 exhibited good core loss characteristics, with Pcm 10/2000 reduced by about 15% or more and Pe 10/2000 reduced by about 17% or more, compared to Examples 1, 2, and 3 using the same resins a1, b1, and c1.
  • the thickness of the resin was varied, and laminated magnetic materials were produced in the same manner as in Example 7 using the same resin c1.
  • laminated magnetic materials having a resin thickness of 1.2 ⁇ m or more Examples 8 to 12 are laminated magnetic materials using the quenched alloy ribbon 1 without heat treatment, and Examples 13 to 17 are laminated magnetic materials using the quenched alloy ribbon 1 subjected to tension annealing.
  • the laminated magnetic material using the quenched alloy ribbon 1 without heat treatment was Comparative Example 9
  • the laminated magnetic material using the quenched alloy ribbon 1 subjected to the tension annealing treatment was Comparative Example 10. Then, Pcm 10/2000 and Pe 10/2000 of the two-layer laminate were measured for all samples prepared, and the results are shown in Table 4.
  • iron loss is smaller than in Comparative Example 7 when the frequency is higher than 700 Hz, that is, when f 0.5 is greater than 26.46.
  • Examples 5 and 6 had a lower iron loss than Comparative Example 7 when the frequency was higher than 200 Hz, i.e., f 0.5 was higher than 14.14, and Example 7 had a frequency higher than 100 Hz, i.e., when f 0.5 was higher than 10.00.
  • the elastic modulus of the resin at room temperature is ⁇ [MPa]
  • the linear expansion coefficient of the resin at room temperature is ⁇ 1 [1/K]
  • the curing temperature of the resin is Ta [K]
  • the linear contraction rate of the resin during curing is ⁇
  • the resin thickness of the resin is h1 [um]
  • the thickness of the quenched alloy ribbon is h2 [um]
  • the linear expansion coefficient of the quenched alloy ribbon is ⁇ 2 [1/K]
  • room temperature room temperature.
  • a laminated magnetic material comprising a plurality of stretched and heat-treated alloy ribbons (tension-annealed and quenched alloy ribbons) and a resin layer made of a resin disposed between the stretched and heat-treated alloy ribbons, wherein the core loss Pcm at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T is 10.5 W/kg or less. is. More preferably, the iron loss Pcm at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T is 7.5 W/kg or more.
  • Example 7 Comparative Example 7, and Comparative Example 8
  • the relative magnetic permeability in the longitudinal direction and the width direction of the quenched alloy ribbon (hereinafter referred to as the relative magnetic permeability in the ribbon longitudinal direction and the relative magnetic permeability in the ribbon width direction), and the relative magnetic permeability in the width direction to the relative magnetic permeability in the longitudinal direction (hereinafter referred to as the relative permeability ratio in the ribbon longitudinal direction and the width direction) were calculated.
  • Table 4 shows the results.
  • the relative magnetic permeability ⁇ r is expressed by the following Equation 7 with respect to the maximum magnetic field Hm [A/m] when excited at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density Bm of 1.0T.
  • the direction in which tension is applied becomes the direction of easy magnetization
  • the direction perpendicular to the direction in which tension is applied becomes the direction of difficult magnetization.
  • the longitudinal direction of the ribbon is the direction of easy magnetization
  • the width direction thereof is the direction of difficult magnetization. Therefore, a difference in magnetic permeability occurs between the longitudinal direction and the width direction of the ribbon, resulting in anisotropy.
  • anisotropy that is, a smaller relative magnetic permeability ratio between the longitudinal direction and the width direction of the ribbon, is preferable.
  • Comparative Example 8 subjected to tension annealing has a higher relative permeability ratio than Comparative Example 7 not subjected to heat treatment, so it is difficult to use it for motors.
  • Example 7 in which resin c1 was used for bonding, the ratio of the relative magnetic permeability was smaller than in Comparative Example 7, even though tension annealing was performed, and it can be said that it is good for motor applications. It is considered that this is because the influence of the anisotropy derived from the tension annealing was reduced due to the local anisotropy caused by the adhesive stress from the resin.
  • Table 6 shows relative magnetic permeability in the longitudinal direction of the ribbon for Examples 5 and 6 using resins a1 and b1 different from Example 7.
  • Example 5 the relative magnetic permeability in the longitudinal direction decreased to the same extent as in Example 7 due to adhesive stress, and the influence of anisotropy due to tension annealing is considered to be small, and it can be said that they are good for motor applications. That is, a laminated magnetic material comprising a plurality of stretched heat-treated alloy ribbons (tension-annealed quenched alloy ribbons) and a resin layer made of a resin disposed between the stretched heat-treated alloy ribbons, wherein the core loss Pcm at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T is 10.5 W / kg or less, and the relative magnetic permeability in the longitudinal direction of the stretched heat-treated alloy ribbon is 10000 or more and 15000 or less.
  • the effect of anisotropy due to annealing is reduced, and good magnetic properties are obtained for use in high-speed rotating motors of 5000 rpm or more. More preferably, the iron loss Pcm at a frequency of 2000 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.0 T is 8.0 W/kg or more.
  • Magnetic domain structure The results of magnetic domain observation for each of the samples of Examples 1 to 7 and Comparative Examples 1, 4, 5, 6, 7 and 8 will be described.
  • a magnetic domain observation apparatus manufactured by Neoark Co., Ltd. was used. The field of view was fixed at 14 ⁇ 10.5 mm 2 , and the magnetic domain of the sample was observed using the magnetic Kerr effect while applying a magnetic field in the longitudinal direction of the sample. The applied magnetic field was -200, -100, -50, -25, 0, 25, 50, 100, and 200 A/m so that the movement of the magnetic domains could be observed from the state where the magnetization was saturated in the longitudinal direction of the ribbon until the magnetization was all saturated in the opposite direction of 180°.
  • FIGS. 4 to 9 show magnetic domain structure photographs of the samples of Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 and 7 at a magnetic field of 0 A/m.
  • the magnetic domain structure photograph bright portions (white portions) and dark portions (black portions) of contrast represent magnetic domains, and their boundaries represent domain walls.
  • the horizontal direction of the magnetic domain structure photograph represents the longitudinal direction of the quenched alloy ribbon 1 .
  • Comparative Examples 1 and 7 FIGS. 8 and 9
  • magnetic domains originally possessed by the quenched alloy ribbons are observed over the entire image.
  • the magnetic domain width at this time is as large as about 2 mm or more.
  • Examples 1 to 4 FIGS.
  • the magnetic domain structure changes due to an adhesive stress of 1.8 MPa or more, and the magnetic domains are subdivided to the extent that they are no longer observed, and as a result, contribute to the reduction of eddy current loss and exhibit low iron loss characteristics in a high frequency band.
  • image analysis was performed on the magnetic domain images of each sample under each magnetic field condition (-200, -100, -50, -25, 0, 25, 50, 100, 200 A/m) to extract feature amounts and confirm the relationship with adhesive stress.
  • the method of image analysis for magnetic domain images is shown below.
  • the image was converted to a grayscale image, and the brightness value of each pixel was obtained with 0 as the minimum brightness value and 255 as the maximum brightness value.
  • the image data at this time is matrix data of the number of vertical pixels of the image and the number of horizontal pixels of the image, with the upper leftmost pixel of the image as the origin (first row, first column).
  • the number of vertical pixels was 768 and the number of horizontal pixels was 1024, resulting in matrix data of 768 rows ⁇ 1024 columns.
  • Sigma_w The standard deviation of the residual error of each acquired point was calculated, and this was defined as sigma_w as a feature quantity in the column direction. Sigma_w was calculated for each magnetic field condition (-200, -100, -50, -25, 0, 25, 50, 100, 200 A/m) for each sample.
  • (sigma_h/sigma_w)_max which is a feature quantity of the magnetic domain image, is a measure of the extent to which the magnetic domains oriented in the longitudinal direction derived from the tension annealing are subdivided.
  • (sigma_h/sigma_w)_max is 4 or less, the magnetic domains are subdivided due to a large adhesive stress, so eddy current loss is reduced, and low iron loss characteristics in a high frequency band are exhibited, and good magnetic characteristics can be obtained. . Therefore, according to the present embodiment, it is possible to provide a laminated magnetic material for motors having excellent heat resistance and low iron loss characteristics in a high frequency band, and a method for manufacturing the laminated magnetic material for motors.
  • quenched alloy ribbons 1a, 1b main surface of quenched alloy ribbon 2 resin layers 11, 12 laminated magnetic material

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Abstract

高周波数帯においても低い鉄損特性を備えたモータ用の積層磁性材およびモータ用の積層磁性材の製造方法を提供する。複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、以下の数式で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上であることを特徴とする積層磁性材。 σ＝ｈ１／ｈ２×γ×｛（α１―α２）×（Ｔａ－ＲＴ）＋β｝

Description

積層磁性材、および積層磁性材の製造方法
　本発明は、例えばモータ用コアとして用いることのできる積層磁性材、および積層磁性材の製造方法に関する。
　ＣＯ２排出削減の世界的潮流の中、全世界の電力消費量の５０％以上を占めるモータの高効率化が求められている。モータの鉄心には無方向性電磁鋼板が従来から使用されてきたが、これに代えて電磁鋼板の約１／１０の低損失特性を有するアモルファス合金の応用が期待されている。モータは数百Ｈｚ以上の高周波数帯で稼働するため、鉄損特性のうち鉄心に発生する渦電流による損失を抑制することが重要である。一般的にアモルファス合金は電磁鋼板よりも体積抵抗率が高く、また厚さ２５μｍ程度の薄帯であることから、渦電流損失が少なく有利である。しかし、極薄の厚さは製造プロセスにおいては不利となり、電磁鋼板の板厚が０．３５ｍｍ程度であることから、電磁鋼板と同一サイズの鉄心をアモルファス合金で作製する場合、１０倍以上の積層回数が必要になるなど、鉄心製造プロセスへの負担が過大である。この課題を解決するために、例えば特許文献１に開示されるように、アモルファス合金リボンを複数枚接着積層して板状にし、電磁鋼板と同様の取り扱いを可能とする検討が行われてきた。
実際に、アモルファス合金の接着積層体を適用したモータコアは特許文献２で公開されており、今後ますますアモルファス合金モータの技術開発が進むと予想される。
特開２００２－１５１３１６号公報 特開２００５－１６０２３１号公報
しかしながら、近年のモータの高速回転化やインバータ駆動による高調波等の影響により、高周波数帯における鉄損の低減が求められ、特に渦電流損失の増加を抑制する必要があるが、特許文献１や特許文献２に記載された技術では、それらの要求に対応できないという問題があった。そのため、磁気特性の劣化防止に関する新しい技術が求められた。
そこで本発明は、上記課題に鑑み、高周波数帯においても低い鉄損特性を備えた積層磁性材および積層磁性材の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明は、複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、以下の数式で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上である。なお、［］は単位を表す。
σ＝ｈ１／ｈ２×γ×｛（α１―α２）×（Ｔａ－ＲＴ）＋β｝
　本発明においては、前記積層磁性材は、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが１３．０Ｗ／ｋｇ以下であることが好ましい。
　本発明においては、前記積層磁性材は、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍのうち、渦電流損失Ｐｅが９．５Ｗ／ｋｇ以下であることが好ましい。
　本発明の積層磁性材の製造方法は、複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材の製造方法であって、前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、以下の数式で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上である、前記樹脂を塗布する工程と、前記急冷合金薄帯を積層して、前記樹脂を硬化させる工程と、を有する。
σ＝ｈ１／ｈ２×γ×｛（α１―α２）×（Ｔａ－ＲＴ）＋β｝
　本発明によれば、高周波数帯においても低い鉄損特性を備えた積層磁性材を提供できる。
本発明のモータ用積層磁性材の一実施形態を示す模式的な斜視図である。 ２枚の急冷合金薄帯１の間に樹脂層２が配置されている本発明のモータ用積層磁性材の一実施形態を示す模式的な斜視図である。 実施例３、実施例４および比較例５に関する、最大磁束密度Ｂｍ＝１．０Ｔの時の、一周期分の鉄損Ｐｃｍ／ｆ［Ｗ／ｋｇ／Ｈｚ］のｆ０．５依存性を示すグラフである。 実施例１の磁区構造写真である。 実施例２の磁区構造写真である。 実施例３の磁区構造写真である。 実施例４の磁区構造写真である。 比較例１の磁区構造写真である。 比較例７の磁区構造写真である。 実施例５の磁区構造写真である。 実施例６の磁区構造写真である。 実施例７の磁区構造写真である。 比較例４の磁区構造写真である。 比較例５の磁区構造写真である。 比較例６の磁区構造写真である。 比較例８の磁区構造写真である。
　本発明者は、モータ用の積層磁性材を形成する上で、樹脂の諸物性および接着条件と、樹脂の諸物性で決まる接着応力σとの関係を明らかにし、高周波数帯においても優れた磁気特性を維持したモータ用の積層磁性材を見出し、本発明を完成させた。以下、詳しく説明する。　
　まず、本発明者等は、特許文献１に開示されるような樹脂（接着剤）が付与された磁性材を詳細に検討した。つまり、アモルファス合金リボンのような急冷合金薄帯の間に樹脂（接着剤）を塗布して積層体を製造しようとすると、樹脂（接着剤）が硬化する際に体積が減少すること、および、加熱して接着した場合にはアモルファス合金リボンと接着剤の熱膨張係数の差があることから、樹脂（接着剤）がアモルファス合金リボンに対して主に面内方向に接着応力を付与する状態となる。
ここで、複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂（接着剤）からなる樹脂層を考えた場合、樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、その接着応力σ［ＭＰａ］は、以下の数１で表される。なお、［］は単位を表す。ここで、室温のＲＴは２９６［Ｋ］とする。
　アモルファス合金リボンは、磁歪が大きいことから、接着応力によりアモルファス合金リボンの磁区構造が乱れ、アモルファス合金リボンの磁気特性が変化する。特に、アモルファス合金リボンを積層して積層磁性体とし、それら積層磁性体からなる積層コアを、モータ用コアとして使用する場合、求められている特性は、高周波数帯における低い鉄損であり、そのためには渦電流損失をできる限り低減する必要性がある。渦電流損失を低減するためには、アモルファス合金リボンの磁区幅を小さくすることが有効である。樹脂（接着剤）からの接着応力はアモルファス合金リボン表面上で様々な方向に働いているため、一定以上の応力を加えれば磁気弾性効果によって局所的な磁気異方性が発生し、さらにその異方性の方向が場所場所で異なる状態となる。その結果、そのような局所的異方性に磁化方向が影響され、磁化も場所場所で様々な方向を向くことになる。すなわち、磁区細分化が可能となる。結果として渦電流損失を低減することができる。
よって、アモルファス合金リボンに生じる接着応力はある一定以上に大きく制御することが重要である。
　また、その応力の許容限度を把握することで、鉄損を低減するために使用可能な樹脂を選定する上において有用な知見が得られる。この接着応力は、硬化する際に体積が減少すること、加熱して接着した場合にはアモルファス合金リボンと接着剤の熱膨張係数の差があること、および接着剤の弾性率の三点に起因し、接着剤を構成している樹脂の種類によって異なる。つまり、積層のための樹脂層の種類によって磁気特性、特に鉄損Ｐｃｍや渦電流損失Ｐｅが大きく異なり得ることが分かった。なお、鉄損Ｐｃｍは、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損（以下、Ｐｃｍ１０／２０００と示す。）［Ｗ／ｋｇ］、渦電流損失Ｐｅは、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける渦電流損失（以下、Ｐｅ１０／２０００と示す。）［Ｗ／ｋｇ］を表す。この知見に基づき、本発明者は、新規な磁性材を想到した。
　すなわち、本発明は、複数の急冷合金薄帯と、急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、樹脂から急冷合金薄帯に対して作用する接着応力σが１．８ＭＰａ以上である積層磁性材である。
　本発明の樹脂は、熱硬化性樹脂とすることが好ましい。その理由は、熱硬化性樹脂は、熱可塑性樹脂に比べて耐熱性が高いという特性が得られるからである。さらに、本発明では、接着応力σを１．８ＭＰａ以上とする必要がある。その理由は、接着応力σを１．８ＭＰａ以上とすることで、急冷合金薄帯の磁区を十分に細分化でき、渦電流損失の低減が可能となるからである。
　以下、本発明の積層磁性材、および積層磁性材の製造方法の実施形態について、図を用いて詳細に説明する。
　まず、本発明の積層磁性材の実施形態について説明する。図１（ａ）は、本実施形態の積層磁性材の一実施形態を示す模式的な斜視図である。本実施形態の積層磁性材１１は、複数の急冷合金薄帯１と、複数の急冷合金薄帯１間に配置された樹脂層２とを備える。尚、図中の形態は模式的に示したものであり、実際の寸法とは必ずしも一致しない。図１（ｂ）は、急冷合金薄帯１の一実施形態を示す模式的な斜視図であり、向かい合う２つの主面１ａ、１ｂが存在している。
［急冷合金薄帯］
　本実施形態の積層磁性材１１を構成する、急冷合金薄帯１の材質は、特に問わないが、例えば、非晶質合金薄帯（アモルファス合金薄帯）、日立金属株式会社製の２６０５ＨＢ１Ｍ（登録商標）などのＦｅ系アモルファス合金薄帯を用いることができる。
　急冷合金薄帯１の幅は、特に限定されないが、例えば、１００ｍｍ以上とすることができる。リボンの幅は、１２５ｍｍ以上であることがより好ましい。一方、リボンの幅の上限は特に限定されないが、例えば、幅が３００ｍｍを超えると、幅方向に均一な厚さのリボンを得られないことがあり、その結果、形状が不均一な為に部分的に脆化したりする可能性がある。リボンの幅は、２７５ｍｍ以下であることがより好ましい。
　急冷合金薄帯１の厚さは、１０μｍ以上５０μｍ以下であることが好ましい。厚さが１０μｍ未満であると、急冷合金薄帯１の機械的強度が不十分となる傾向がある。厚さは、１５μｍ以上であることがより好ましく、さらに、２０μｍ以上であることがより好ましい。一方、リボンの厚さが５０μｍを超えると、アモルファス相を安定して得ることが難しくなる傾向がある。厚さは、３５μｍ以下であることがより好ましく、さらに、３０μｍ以下であることがより好ましい。
　急冷合金薄帯１は、結晶構造に由来する異方性がなく、磁壁の移動を妨げる結晶粒界が存在しないため、高磁束密度でありながら高透磁率、低損失の優れた軟磁気特性を有する。
　急冷合金薄帯１は、種々の公知の方法により製造することができる。例えば、上述した組成を有する合金溶湯を用意し、冷却ロール表面に合金溶湯を吐出させることによって、冷却ロールの表面に合金溶湯の膜を形成させ、表面にて形成された急冷合金薄帯１を、剥離ガスの吹きつけによって冷却ロールの表面から剥離し、巻き取りロールによってロール状に巻き取ることにより得られる。
　急冷合金薄帯１は、鋳造時に発生したひずみを解消する目的で、結晶化しない程度の高温下で熱処理されたものがモータ用のリボンとして有効である。そのような急冷合金薄帯を得るための方法として、熱処理する場合に、例えば、張架した状態で熱処理（テンションアニール）する方法、又は薄帯長手方向に磁界をかけた状態で熱処理する方法、張架しながら薄帯長手方向に磁界をかけた状態で熱処理する方法、等が好適である。このような熱処理を施された急冷合金薄帯１に樹脂層２を形成して、他の急冷合金薄帯１を接合して積層磁性材１１を構成すればよい。
［樹脂層］
　本実施形態の積層磁性材１１の樹脂層２は、急冷合金薄帯１の２つの主面１ａ、１ｂのうち、少なくとも一面に配置されている。図２は、２枚の急冷合金薄帯１の間に樹脂層２が配置されている積層磁性材１２を示す模式的な斜視図である。ここで、樹脂層２を構成する樹脂は、樹脂の弾性率をγ［ＭＰａ］、樹脂の線膨張率をα１［１／Ｋ］、樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、樹脂の硬化時の線収縮率をβ、アモルファス合金リボンの線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ（＝２９６Ｋ）、樹脂の硬化時の線収縮率をβとするとき、上述の式１で算出される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上である、熱硬化性樹脂を用いて形成されることが好ましい。
　ここで、接着応力の計算に用いる樹脂の物性は、以下の物性値を使用する。
樹脂の弾性率γ［ＭＰａ］は、室温（＝２９６Ｋ）における曲げ弾性率を使用する。曲げ弾性率の測定は、短冊形状（ストリップ形状）の型に樹脂を流し込んで樹脂を硬化させることで作製した、厚さＴが２ｍｍ、幅Ｗが２５ｍｍ、長さＬが４０ｍｍの短冊形状（ストリップ形状）をした試験片に対し、ＪＩＳＫ７１７１法に準拠した測定装置を用いて、三点曲げ試験を行う。支点間距離Ｌは、樹脂の曲げ弾性率が７００ＭＰａを超える場合は３０ｍｍ、曲げ弾性率が７０ＭＰａ以上７００ＭＰａ以下の場合は１４ｍｍ、曲げ弾性率が７０ ＭＰａ未満の場合には、支点間距離は８ｍｍとする。試験速度は、０．４８ｍｍ／ｍｉｎとし、下記の式２から導き出される曲げひずみεが０．００２５を超えるまで連続的に試料にかかる荷重Ｆ［Ｎ］と、その時のたわみＤ［ｍｍ］を測定する。測定した荷重とたわみから以下の数式（数２および数３）を用いて、曲げ応力τおよび曲げひずみεを算出し、応力ひずみ曲線を取得する。応力ひずみ曲線の曲げひずみ区間０．０００５≦ε≦０．００２５における応力曲線に対して最小二乗法による線形回帰を行い、その傾きを曲げ弾性率［ＭＰａ］とする。
　樹脂の室温における線膨張率α１［１／Ｋ］は、熱機械分析装置（ＴＭＡ）を用いて測定を行う。樹脂の硬化時の線収縮率βは、未硬化樹脂の比重ｓｇ１と樹脂硬化物の比重ｓｇ２から以下の数式を用いて算出する。
　また、未硬化樹脂の比重および樹脂硬化物の比重の測定は、ＪＩＳＫ６８３３比重カップ法およびＪＩＳＫ７１２２水中置換法に準じて測定を行う。
なお、二液混合型の接着剤の場合の未硬化の比重ｓｇは、以下の方法で計算する。二液混合型の接着剤をＡ剤およびＢ剤とすると、Ａ剤の未硬化時の比重ｓｇＡおよびＢ剤の未硬化時の比重ｓｇＢをＪＩＳＫ６８３３比重カップ法を用いて測定する。その二液混合型接着剤の推奨混合質量割合をもとにＡ剤およびＢ剤の混合する質量（Ａ剤の質量ＭＡ及びＢ剤の質量ＭＢ）を決定し、以下の数式に従って計算する。
　樹脂の接着応力σが１．８ＭＰａ以上であれば、Ｐｃｍ１０／２０００が１３．０Ｗ／ｋｇ以下の良好な磁気特性を有したモータ用の積層磁性材が得られる。
　接着応力の大きさσが１．８ＭＰａ以上であれば、いかなる成分の樹脂であっても上記の良好な磁気特性の磁性材が得られる。しかし、モータ用コアは使用時の温度上昇も避けられない。一般に、熱可塑性樹脂は、熱硬化性樹脂に比べて耐熱性が低い。従って、熱可塑性樹脂では長期的な信頼性に懸念があった。このため、耐熱性に優れた熱硬化性樹脂を使用することが望ましい。さらに、樹脂硬化物のガラス転移温度は９０℃以上であることが好ましい。熱硬化性樹脂は、反応前は比較的低分子量の液体化合物であるが、加熱、硬化剤との混合、触媒との反応、紫外線照射、空気中の水分との接触、酸素の遮断かつ活性金属との接触等によって重合反応が開始し、分子鎖が三次元に架橋することで、硬化して固体となる高分子化合物の樹脂である。特に、エポキシ樹脂は、最も広く用いられている熱硬化性樹脂であり、種類も多く、経済面も含めて実用性が高いので特に好ましい。
　樹脂層２の厚さについては、占積率を可能な限り高めることが積層体の優れた磁気特性を実現するために重要であることから、例えば１．０～６．０μｍ程度が好ましく、さらに占積率を高めるためには１．０～３．０μｍが好ましい。
　樹脂層２は、容易に剥離しないように、急冷合金薄帯１の主面１ａ、１ｂの少なくとも一面に接着されていることが好ましい。樹脂層２は、急冷合金薄帯１の２つの主面１ａ、１ｂにそれぞれ配置されていてもよい。樹脂層２は、主面１ａ、１ｂの全体に配置されていてもよいし、主面１ａ、１ｂ上にストライプ状、ドット状等、樹脂層２が配置される領域と、樹脂層２が配置されない領域と、を含む所定のパターンで設けられていてもよい。
　本実施形態における積層磁性材料の製造方法は、複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材の製造方法であって、前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、上述の数式（数１）で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上である、前記樹脂を塗布する工程と、前記急冷合金薄帯を積層して、前記樹脂を硬化させる工程と、を有する。
　樹脂を塗布する工程は、急冷合金薄帯１の片面、または両面に、樹脂を配置して樹脂層２を形成する工程のことである。樹脂層２を形成するための方法は特に限定はしないが、例えば、フレキソ印刷方式による樹脂の塗布方法、または樹脂と溶媒を含む接着剤を作製し、その接着剤をスプレーやコーターで塗布し、その後、溶媒を蒸発させる方法がある。
　フレキソ印刷方式を使用して樹脂の塗布する方法で樹脂層２を構成する場合、特に溶媒を含まない熱硬化性樹脂を塗布する際によく用いられる。つまり、熱硬化性樹脂をフレキソ印刷方式によって急冷合金薄帯１の一方の面に塗布し、熱硬化性樹脂が塗布された急冷合金薄帯１の面に、他の急冷合金薄帯１を重ね、ローラー等で圧着する。その後、熱硬化性樹脂の硬化温度まで加熱して硬化させることで、モータ用の積層磁性材１１となる。
　樹脂を硬化させる工程は、樹脂を塗布する工程の後、樹脂が塗布された急冷合金薄帯１の面に、他の急冷合金薄帯１を重ね、ローラー等で圧着し、樹脂の硬化温度まで加熱して硬化させる工程のことである。
　急冷合金薄帯１は、日立金属株式会社製の２６０５ＨＢ１Ｍ材で、長さ１２０ｍｍ、幅２５ｍｍ、厚さ２５μｍのものを用意した。
ここで、２６０５ＨＢ１Ｍの線膨張率は、４．３×１０－６［１／Ｋ］である。
また、急冷合金薄帯の磁性特性である、Ｐｃｍ１０／２０００およびＰｅ１０／２０００は、Ｐｃｍ１０／２０００＝１３．９ ［Ｗ／ｋｇ］、Ｐｅ１０／２０００＝１０．５［Ｗ／ｋｇ］であることを確認した。
　上述の急冷合金薄帯の二枚を、種々の接着応力を有する樹脂を用いて接着したモータ用の積層磁性材の実施例と比較例を作製し、それぞれについてＰｃｍ１０／２０００およびＰｅ１０／２０００を測定した。
　ここで、樹脂は、７種の樹脂ａ１、ｂ１、ｃ１、ｄ１、ｅ１、ｆ１、ｇ１を用意した。樹脂ａ１、ｂ１、ｃ１、ｄ１が実施例に用い、樹脂ｅ１、ｆ１が比較例に用いた。各樹脂の硬化タイプ、デュロメータ硬さ、ガラス転移温度、硬化温度を表１に、試料作製時における樹脂層の厚さ、弾性率、熱収縮率、硬化時の線収縮率、接着応力を表２に示す。ここで、弾性率、線膨張率、硬化時の線収縮率は、上述した測定方法により測定した結果に基づくものである。また、熱収縮率δは、樹脂の線膨張率をα１、樹脂の硬化温度をＴａ、急冷合金薄帯の線膨張率をα２、室温をＲＴ（＝２９６Ｋ）とするとき、以下の数５で表される。
ここで、急冷合金薄帯の線膨張率α２は、４．３×１０－６［１／Ｋ］を用いた。
　硬化タイプについては、あらかじめ硬化剤を含んでいて加熱によって硬化する１液タイプ、使用時に硬化剤と本剤を調合して硬化する２液タイプがある。
　デュロメータ硬さとは、デュロメータ硬さ試験機（ゴム硬度計）を用いて、タイプＤ（Ａ）の形状の押針を、規定のスプリングの力で試験片表面に押し付け、そのときの押針の押込み深さから得られる硬さであり、ＪＩＳ　Ｋ７２１５で規定される試験方法によって測定される値をいう。
　なお、接着応力σ［ＭＰａ］は、表１にある各樹脂の弾性率、線膨張率、硬化時の線収縮率、樹脂の硬化温度を用い、急冷合金薄帯の線膨張率は４．３×１０－６［１／Ｋ］、室温は２９６［Ｋ］として、上述の数式（数１）から算出した値である。
［試料の作製］
　まず、表１および表２に示したａ１からｇ１の樹脂を、フレキソ印刷方式を用いて急冷合金薄帯上の全面に塗布し、他方の急冷合金薄帯を重ね合わせ、ローラーで圧着した。ここで、２液タイプ樹脂については、硬化剤と本剤を均一になるまで混ぜ合わせた後、フレキソ印刷方式で塗布した。圧着後は、各硬化温度で加熱または室温硬化のものは室温で放置して硬化させ、実施例１～４、比較例１～３の試料を作製した。また、樹脂層を形成せずに、急冷合金薄帯を２枚、自重で積層した試料を比較例７として用意した。
　さらに、急冷合金薄帯１について、急冷合金薄帯１の長手方向に張力を印加しながら熱処理（以下、テンションアニールと示す。）を行い、このテンションアニールを施された２枚の急冷合金薄帯１を、表１の樹脂ａ１、ｂ１、ｃ１を用いて接着した試料を実施例５、６、７として作製した。また、表１の樹脂ｅ１、ｆ１、ｇ１を用いて接着した試料を比較例４、５、６として作製した。具体的には、接着前に、急冷合金薄帯１の長手方向に４０ＭＰａの張力を印加し、４５０℃で熱処理を施すテンションアニールを行い、当該方向が磁化容易方向となる誘導磁気異方性を付与した。このようにテンションアニールを行った急冷合金薄帯２枚について、表１の樹脂ａ１、ｂ１、ｃ１、ｅ１、ｆ１、ｇ１を用いて作製した実施例１～３、比較例１～３と同様に、フレキソ印刷方式で急冷合金薄帯上の全面に塗布し、他方の急冷合金薄帯１を重ね合わせ、ローラーで圧着した。その後、硬化温度まで加熱し、樹脂を硬化させて実施例５～７、比較例４～６を作製した。また、樹脂層を形成せずに、テンションアニールを施された急冷合金薄帯を２枚、自重で積層した試料を比較例８として用意した。
　硬化後の樹脂層２の厚さは、表２をみてもわかるように、実施例１～７は、２．３μｍから５．３μｍの間となり、比較例１～６は、１．９μｍ～４．９μｍの間となった。
（磁気特性）
　作製した試料について、Ｐｃｍ１０／２０００を測定した。Ｐｃｍ１０／２０００は、各試料を周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔで励磁させ、その時の鉄損（Ｗ／ｋｇ）を測定した。
ここで、Ｐｅ１０／２０００の大きさは、以下の方法で算出した。
最大磁束密度Ｂｍ＝１Ｔで一定とし、各周波数ｆ＝５０、１００、２００、４００、５００、７００、１０００、２０００Ｈｚにおける鉄損Ｐｃｍを測定し、次に各周波数の鉄損Ｐｃｍをその周波数で除し、一周期分の鉄損Ｐｃｍ／ｆ［Ｗ／ｋｇ／Ｈｚ］を算出した。このＰｃｍ／ｆは、Ｐｃｍ／ｆ＝Ｋｅ×ｆ０．５＋Ｋｈに従う。ここで、Ｋｅは渦電流損失に関する係数、Ｋｈは直流時のヒステリシス損失である。
上記で算出した各周波数におけるＰｃｍ／ｆとその時のｆ０．５を用いて、最小二乗法による直線近似を行い、ＫｅおよびＫｈを算出した。各周波数における渦電流損失はＫｅ×ｆ１．５で算出できることから、Ｋｅ×２０００１．５により渦電流損失であるＰｅ１０／２０００を算出した。
　それぞれの測定には、岩崎通信機株式会社製ＢＨループアナライザＳＹ８２１８の交流磁気特性測定装置を使用し、アンプにはＰＭＫ社製ＳＹ－５００１を使用した。また、測定治具として、ＪＩＳＣ２５５６ 「単板試験器による電磁鋼帯の磁気特性の測定方法」を参考にした測定用の枠を製作して使用した。治具の構成は、ＭｎＺｎフェライトヨーク、樹脂ボビンおよびポリウレタン被覆銅線から成る。樹脂ボビンにポリウレタン被覆銅線で一次巻線（励磁コイル）（線径０．５ｍｍ）と二次巻線（Ｂコイル）（線径０．５ｍｍ）をそれぞれ５７、１００ターン施し、ボビンの間にリボンを挿入してボビン長３６．２ｍｍ分のリボンに磁界を印加した。測定の際は、上下のＭｎＺｎフェライトヨークで急冷合金薄帯１を挟み込んで測定を行った。ＭｎＺｎフェライトヨークで急冷合金薄帯１を挟み込むことで磁束の流れを閉磁路にし、急冷合金薄帯１に反磁界が発生するのを防ぐことができる。また、ＭｎＺｎフェライトヨークおよびコイルと磁性材の間の空隙に起因して発生するバックグラウンドは、治具とＳＹ８２１８の間に補償コイルを接続し、８０００Ａ／ｍの磁界を印加した際の無試料時の出力がゼロになるよう補償コイルの巻線数を調整し、補正を行った。
表３に各試料の測定結果を示す。
　表１、表２及び表３から分かるように、接着応力が１．８ＭＰａ以上の実施例１～７は、Ｐｃｍ１０／２０００が１３．０［Ｗ／ｋｇ］以下であり、５０００ｒｐｍ以上の高速回転モータ用途として、良好な鉄損特性を有した。特に接着を行っていない比較例７に対して、約８～３９％も鉄損が小さい。また、実施例１～７のＰｅ１０／２０００は、比較例１～３と比較して非常に小さな値となっており、接着応力が２．０ＭＰａ以上で、急冷合金薄帯１の磁区を十分に細分化することが可能である。ここで、実施例１～７のように、樹脂の弾性率が２６００ＭＰａ以上の樹脂を使用した場合に、良好な磁気特性が得られることが分かった。特に、樹脂の弾性率が２７００ＭＰａ以上の樹脂を使用した場合、より優れた磁気特性が得られることが分かった。さらに、表１及び表２から、樹脂の硬化時の線収縮率は、０．６％以上であることが好ましいことが分かる。また、樹脂の熱収縮率δは、０．７％以上が好ましいことが分かる。
　表３からわかるように、テンションアニールを行った急冷合金薄帯１を用いた、実施例５、６、７は、同じ樹脂ａ１、ｂ１、ｃ１を用いた実施例１、２、３よりも、さらに、Ｐｃｍ１０／２０００が約１５％以上、Ｐｅ１０／２０００が約１７％以上低減し、良好な鉄損特性を示している。
　ここで、樹脂ｃ１を用いて、熱処理なし、およびテンションアニール処理ありのそれぞれの急冷合金薄帯１について、樹脂厚さを変化させて、同じ樹脂ｃ１を用いた実施例７と同じ方法で積層磁性材を作製した。そして、樹脂厚さが１．２μｍ以上の積層磁性材について、熱処理なしの急冷合金薄帯１を用いた積層磁性材を実施例８～１２、テンションアニール処理を行った急冷合金薄帯１を用いた積層磁性材を実施例１３～１７とした。さらに、樹脂厚さが１．２μｍよりも小さい積層磁性材について、熱処理なしの急冷合金薄帯１を用いた積層磁性材を比較例９、テンションアニール処理を行った急冷合金薄帯１を用いた積層磁性材を比較例１０とした。そして、作製した全ての試料について、二層積層体のＰｃｍ１０／２０００およびＰｅ１０／２０００を測定し、その結果を表４に示す。
　表４から分かるように、樹脂厚さが厚くなるにしたがって、Ｐｃｍ１０／２０００およびＰｅ１０／２０００は減少傾向にあることが確認できる。これは、樹脂厚さが厚くなることによって、接着応力が増加するため、磁区細分化による渦電流損失の低減効果が大きくなるためと考えられる。実施例８～１７より、接着応力が１．８ＭＰａ以上であると、Ｐｃｍ１０／２０００が１３．０［Ｗ／ｋｇ］以下であり、５０００ｒｐｍ以上で高速に回転するモータ用として、良好な鉄損特性を有することがわかる。
　次に、実施例１、２、３、実施例５、６、７および比較例７について、最大磁束密度Ｂｍ＝１．０Ｔの時の、一周期分の鉄損Ｐｃｍ／ｆ［Ｗ／ｋｇ／Ｈｚ］のｆ０．５依存性を図３に示す。測定周波数は、ｆ＝５０、１００、２００、４００、５００、７００、１０００、１５００、２０００Ｈｚである。図３から分かるように、実施例１、２、３は、周波数が７００Ｈｚよりも高いと、つまり、ｆ０．５が２６．４６よりも大きいと、比較例７より鉄損が小さくなる。
　さらに、図３から、実施例５および６は、周波数が２００Ｈｚよりも高いと、つまり、ｆ０．５が１４．１４よりも大きいと、実施例７は、周波数が１００Ｈｚよりも高いと、つまり、ｆ０．５が１０．００よりも大きいと、比較例７よりも鉄損が小さくなることが分かった。従って、テンションアニールを行った、複数の急冷合金薄帯に対し、前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、上述した数１の式で示される接着応力σ［ＭＰａ］を１．８ＭＰａ以上とすることで、これまでにない広い周波数帯域で鉄損低減効果を得ることが可能となる。
　つまり、複数の張架熱処理合金薄帯（テンションアニールした急冷合金薄帯）と、前記張架熱処理合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが、１０．５Ｗ／ｋｇ以下であることを特徴とする積層磁性材は、テンションアニール由来の異方性の影響が小さくなり、５０００ｒｐｍ以上の高速回転モータ用途として良好な磁気特性を有することが可能である。より好ましくは、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが、７．５Ｗ／ｋｇ以上である。
　次に、実施例３、実施例７、比較例７、比較例８について、急冷合金薄帯の長手方向および幅方向の比透磁率（以下、リボン長手方向の比透磁率、及びリボン幅方向の比透磁率と示す）、長手方向の比透磁率に対する幅方向の比透磁率（以下、リボン長手方向と幅方向の比透磁率比と示す）をそれぞれ算出した。その結果を表４に示す。なお、比透磁率μｒは、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度Ｂｍ＝１．０Ｔで励磁した時の最大磁界Ｈｍ［Ａ／ｍ］について、以下の数７で表される。
　急冷合金薄帯１に対してテンションアニールを行うと、張力の印加方向が磁化容易方向となり、張力の印加方向に対して垂直方向は磁化困難方向となる。比較例８は、リボン長手方向が磁化容易方向、幅方向が磁化困難方向となる。よって、リボン長手方向と幅方向で透磁率に差が生じ、異方性が生じることになる。
　モータ用途においては、モータ内部で生じる回転磁界によって様々な向きに磁界が印加されるため、一般的に、異方性、つまり、リボン長手方向と幅方向の比透磁率比は小さいほうが好ましいとされている。表５からわかるように、テンションアニールを行った比較例８は、未熱処理の比較例７よりも比透磁率の比が大きくなってしまっているので、モータ用として使用することは難しい。
　一方、樹脂ｃ１を用いて接着を行った実施例７では、テンションアニールを行ったにもかかわらず、比透磁率の比は比較例７よりも小さくなり、モータ用途として良好であるといえる。これは、樹脂からの接着応力によって場所場所に局所的に異方性が生じたことにより、テンションアニール由来の異方性の影響が小さくなったためと考えられる。
実施例７とは異なる樹脂ａ１、ｂ１を用いた実施例５および実施例６について、リボン長手方向の比透磁率を表６に示す。
実施例５および６についても、接着応力によって長手方向の比透磁率が実施例７と同程度まで減少し、テンションアニール由来の異方性の影響が小さくなっていると考えられ、モータ用途として良好であるといえる。
　つまり、複数の張架熱処理合金薄帯（テンションアニールした急冷合金薄帯）と、前記張架熱処理合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが、１０．５Ｗ／ｋｇ以下であり、前記張架熱処理合金薄帯の長手方向の比透磁率が、１００００以上、１５０００以下であることを特徴とする積層磁性材は、テンションアニール由来の異方性の影響が小さくなり、５０００ｒｐｍ以上の高速回転モータ用途として良好な磁気特性を有する。より好ましくは、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが、８．０Ｗ／ｋｇ以上である。
（磁区構造）
　上述の実施例１～７、比較例１、４、５、６、７、８の各試料に対して、磁区観察を行った結果を説明する。装置は、ネオアーク社製の磁区観察装置を使用した。視野は１４×１０．５ｍｍ２に固定し、試料の長手方向に向かって磁界を印加しながら、磁気Ｋｅｒｒ効果を利用して試料の磁区を観察した。印加磁界は、磁化がリボン長手方向に飽和している状態から、１８０°反対方向に磁化がすべて飽和するまでの磁区の動きを観察できるように磁界の強さを設定し、―２００、―１００、―５０、―２５、０、２５、５０、１００、２００Ａ／ｍとした。
　図４～図９に、実施例１～４、及び比較例１、７の各試料の磁界０Ａ／ｍの時の磁区構造写真を示す。ここで、磁区構造写真において、コントラストの明るい部分（白色部）と暗い部分（黒色部）は磁区を表しており，その境界が磁壁を表している。また、磁区構造写真の横方向が、急冷合金薄帯１の長手方向を表している。
比較例１、７（図８、９）には、急冷合金薄帯が元来もつ磁区が画像一面に観察される。この時の磁区幅は大きいもので約２ｍｍ以上である。一方で、接着応力が１．８ＭＰａ以上である実施例１～４（図４～図７）では、比較例１や比較例７のような磁区は観察されなくなり、磁壁も観察できない。よって、１．８ＭＰａ以上の接着応力によって磁区構造が変化し、磁区が観察されなくなるなるほど細分化され、結果として渦電流損失の低減に寄与し、高周波数帯における低鉄損特性を示すことができると考えられる。
　図１０～図１６に、実施例５～７、及び比較例４、５、６、８の各試料の磁界０Ａ／ｍの時の磁区構造写真を示す。図１３～１６の比較例４、５、６、８には、テンションアニール由来の長手方向に配向した磁壁（１８０°磁壁）をもつ磁区が観察される。この時の磁区幅は約２ｍｍ以上あり、大きいもので約６ｍｍであった。一方で、実施例５～７（図１０～図１２）のように、接着応力が１．８ＭＰａ以上では、長手方向に配向した磁区が乱れ、比較例８のような磁区は観察されなくなり、磁壁も観察できない。よって、１．８ＭＰａ以上の接着応力によって磁区構造が変化し、磁区が観察されなくなるなるほど細分化され、結果として渦電流損失の低減に寄与し、高周波数帯における低鉄損特性を示すことができると考えられる。
　さらに、テンションアニールを行った急冷合金薄帯を用いた実施例５～７、及び比較例４、５、６、８について、各試料の各磁界条件（－２００、－１００、－５０、－２５、０、２５、５０、１００、２００Ａ／ｍ）の磁区画像に対する画像解析を行って特徴量を抽出し、接着応力との関係を確認した。
　以下に、磁区画像に対する画像解析の方法を示す。まず、画像をグレースケール画像に変換し、最小の輝度値を０、最大の輝度値を２５５として各ピクセルの輝度値を取得した。この時の画像データは、画像の最も左上のピクセルを原点（１行目，１列目）として、画像の縦ピクセル数と画像の横ピクセル数の行列データとなる。本画像解析の場合は、縦ピクセルが７６８個、横ピクセル数が１０２４個であったため、７６８行×１０２４列の行列データとなった。
　次に、１行目のすべての輝度データの平均値をとり、各行に対して同様の処理を行った。次に、各行の行番号をｘ成分、各行の輝度平均値をｙ成分として、（ｘ、ｙ）=（行番号、輝度平均値）とする点群データとした。この点群データに対して、最小二乗法による線形回帰を行い、近似直線を算出した。
　続いて、各点のｘ成分を上記の近似直線に代入することで得られるｙ’成分を取得し、各点のｙ成分とｙ’成分の残差を取得した。取得した各点の残差の標準偏差を算出し、これを行方向の特徴量として、ｓｉｇｍａ_ｈとした。一試料につき、各磁界条件（－２００、－１００、－５０、－２５、０、２５、５０、１００、２００Ａ／ｍ）のｓｉｇｍａ_ｈを算出した。
　さらに、列方向にも上記の行方向の処理と同様の処理を行った。つまり、１列目のすべての輝度データの平均値をとり、各列に対して同様の処理を行った。次に、各列の列番号をｘ成分、各列の輝度平均値をｙ成分として、（ｘ、ｙ）=（列番号、輝度平均値）とする点群データとした。この点群データに対して、最小二乗法による線形回帰を行い、近似直線を算出した。続いて、各点のｘ成分を上記の近似直線に代入することで得られるｙ’成分を取得し、各点のｙ成分とｙ’成分の残差を取得した。取得した各点の残差の標準偏差を算出し、これを列方向の特徴量として、ｓｉｇｍａ_ｗとした。一試料につき、各磁界条件（－２００、－１００、－５０、－２５、０、２５、５０、１００、２００Ａ／ｍ）のｓｉｇｍａ_ｗを算出した。
　各試料について、各磁界条件のｓｉｇｍａ_ｈとｓｉｇｍａ_ｗの比ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗを算出し、その中で最も大きいｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗを磁区画像の特徴量として、（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘとした。各試料の（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘの数値と接着応力の関係を表６に示す。
　表７を見てわかるように、接着を行っていない比較例４、５、６、８は、テンションアニール由来の長手方向に配向した１８０°磁壁をもつ磁区が観察されるため、磁界を－２００Ａ／ｍから２００Ａ／ｍまでの変化させる間に上述の磁区が観察され、白色部分である磁区と黒色部分である磁区のコントラストの差が大きくなり、（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘは大きな値をとる。
一方、実施例５、６、７では、接着応力が大きく磁区が細分化され、白色部分である磁区と黒色部分である磁区のコントラストの差は小さくなるため、（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘは小さくなる。
　磁区画像の特徴量である（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘは、テンションアニール由来の長手方向に配向した磁区が細分化されている程度の尺度となり、（ｓｉｇｍａ_ｈ／ ｓｉｇｍａ_ｗ）_ｍａｘが４以下では、大きな接着応力により磁区が細分化されるため、渦電流損失が低減し、高周波数帯における低鉄損特性を示すことになり、良好な磁気特性を得ることができる。
　よって、本実施形態によれば、耐熱性に優れ、高周波数帯において低い鉄損特性を備えたモータ用の積層磁性材及びモータ用の積層磁性材の製造方法を提供することができる。
　以上、本発明について、上記実施形態を用いて説明してきたが、本発明の技術範囲は、上記実施形態に限定されない。
１　急冷合金薄帯
１ａ，１ｂ　急冷合金薄帯の主面
２　樹脂層
１１、１２　積層磁性材
 

 
 

Claims (4)

  1. 　複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材であって、
    前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、以下の数式で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上であること
    を特徴とする積層磁性材。
    　σ＝ｈ１／ｈ２×γ×｛（α１―α２）×（Ｔａ－ＲＴ）＋β｝
  2. 　前記積層磁性材は、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍが１３．０Ｗ／ｋｇ以下であること
    を特徴とする請求項１に記載の積層磁性材
  3. 　前記積層磁性材は、周波数２０００Ｈｚ、最大磁束密度１．０Ｔにおける鉄損Ｐｃｍのうち、渦電流損失Ｐｅが９．５Ｗ／ｋｇ以下であること
    を特徴とする請求項１又は請求項２に記載の積層磁性材
  4. 　複数の急冷合金薄帯と、前記急冷合金薄帯の間に配置された樹脂からなる樹脂層とを備えた積層磁性材の製造方法であって、
    　前記樹脂の室温における弾性率をγ［ＭＰａ］、前記樹脂の室温における線膨張率をα１［１／Ｋ］、前記樹脂の硬化温度をＴａ［Ｋ］、前記樹脂の硬化時の線収縮率をβ、前記樹脂の樹脂厚さをｈ１［ｕｍ］、急冷合金薄帯の厚さをｈ２［ｕｍ］、急冷合金薄帯の線膨張率をα２［１／Ｋ］、室温をＲＴ、とするとき、以下の数式で示される接着応力σ［ＭＰａ］が１．８ＭＰａ以上である、前記樹脂を塗布する工程と、前記急冷合金薄帯を積層して、前記樹脂を硬化させる工程と、を有すること
    を特徴とする積層磁性材の製造方法。
    σ＝ｈ１／ｈ２×γ×｛（α１―α２）×（Ｔａ－ＲＴ）＋β｝

     
     
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