JP3719183B2 - Non-oriented electrical steel sheet for electric power steering motor and manufacturing method thereof - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、低回転でかつ高トルクが要求されるモータ、例えば高電圧バッテリー（42Ｖ以上）を有する車両に積載される電動パワーステアリング用モータの鉄心素材に用いて好適な、高調波重畳時の鉄損劣化が少なく、かつ磁気異方性が小さい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。
【０００２】
【従来の技術】
現在、自動車においては、大衆車クラスで20個弱、高級車クラスでは50個以上のモータが使われており、今後もその使用数は増加する傾向にある。
自動車用モータに求められる特性は、 (1)低騒音、(2) 小型・軽量、(3) 高応答・高分解能、(4) 低コストなどであるが、モータを構成するコアやステータ素材については、通常、コスト重視の観点からＳＰＣＣ（JIS G 3141に定められている一般用冷延鋼板）クラスの冷延鋼板が用いられている。
【０００３】
ところで, 自動車の電源システムには、現在14Ｖ系が使われているが、搭載されるエレクトロニクス機器が増大し、また制御においても機械的制御から電気的制御へと変化しているため、14Ｖの電源システムでは出力不足になりつつある。しかしながら、上記の問題は、14Ｖよりも高い電圧の電気系統を導入することによって解決することができる。その候補として挙がっているのが42Ｖ系で、現在、アメリカ、ヨーロッパおよび日本など世界各地で、その研究・開発が進められている。
【０００４】
なお、ガソリンエンジンとモーターを組み合わせた動力源で、電気自動車のような外部充電を必要としない、低燃費で環境問題に対応したハイブリッド自動車であるトヨタのプリウス（登録商標）のモータ入力電圧は 288Ｖ、ホンダのインサイト（登録商標）のモータ入力は 144Ｖであるが、42Ｖ系の電源を用いれば簡易ハイブリッド車の製造が可能であり、環境問題への対応からも、その動きが生じつつある。
【０００５】
一方、バッテリーの高電圧化に対応して、自動車のパワーステアリングシステムを電動化することが検討されている。従来のパワーステアリングシステムでは、エンジンの動力を利用した油圧ポンプによって操舵が補助されていたが、この場合には、油圧ポンプは常に駆動されているため、操舵時以外にもエネルギーが消費され、その分エンジンの燃費の悪化を招くという問題があった。
このような無駄を解消するために、モータによって操舵を補助する電動パワーステアリングシステムの開発が進められている。このシステムでは、コーナリング時等の操舵補助が必要な時にのみモータに電流を流してパワーをアシストすれば良いため, 油圧システムに比べると燃費が２〜３％程度向上する。
【０００６】
なお、軽自動車や小型車の一部では、電動パワーステアリングシステムが既に採用されているが、中型車や大型車では普及しておらず、実用化には至っていない。その理由は、中型車や大型車では、モータにより高トルクが要求されるため、従来の14Ｖ系の電源システムでは充分な出力を得ることが難しかったからである。
【０００７】
上述したとおり、電動パワーステアリングシステムでは、小型で、かつ低回転・高トルク特性を有するモータが必要とされるため、永久磁石を使用するＰＭモータやスイッチトリラクタンスモータ（ＳＲＭ）等の使用が検討されている。
例えば、低回転・高トルクが要求されるモータに使用して好適な鋼板として、特開2001−64756 号公報には、鋼板中のTi量を 20ppm以下にしてヒステリシス損を低減させる技術が開示されている。また、特開2001−73095 号公報には鋼板を再結晶焼鈍後に調質圧延することにより、特開2000−73096 号公報には鋼板の表面粗度を一定範囲に調整することにより、電動パワーステアリング用モータに好適な鋼板を提供する技術がそれぞれ開示されている。さらに、特開2001−123252号公報には、鋼板の結晶粒径と内部酸化層厚みを制御することによって、電動パワーステアリング用モータに好適な鋼板を提供する技術が開示されている。
【０００８】
上記した技術により、モータのトルクロスの低減や効率の上昇は達成されたものの、パワーステアリングに要求される操舵時の滑らかさは、依然、従来の油圧ポンプを用いた場合に比べて劣っていた。滑らかさを達成するためには、モータのトルク脈動（コギングトルクやリプルトルク）を低減することが必要である。これにより、モータ回転時のムラを抑制でき、操舵時の滑らかさを向上させることができる。また、特にＳＲＭを使用する場合には、騒音の低減も必要であるが、トルク脈動の低減が騒音の抑制にも有効に作用する。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、上記の現状に鑑み開発されたもので、トルク脈動が小さく、電動パワーステアリングモータ用コア材料として優れた特性を有する無方向性電磁鋼板を、その有利な製造方法と共に提案することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく、トルク脈動に及ぼす素材鋼板の磁気特性の影響を詳細に検討した。その結果、トルク脈動の低減には、鋼板の磁気異方性を低減することが有効であるとの知見を得た。
【００１１】
また、小型モータは比較的高回転で使用されることが多く、その場合には、励磁磁束密度波形が歪んで高調波成分を含むようになるため、モータ効率の良否の目安となる磁気特性を、従来の標準的な50／60Hzでのエプスタインサイズ試料の鉄損値で評価することは不適切であり、例えば磁束密度：1.0 Ｔ，周波数：400Hzでの鉄損Ｗ10/400で表す方が好ましいと、最近報告されている。
しかしながら、電動パワーステアリング用モータは比較的低回転で使用されるために、高次高調波の影響は少なく、低次高調波の影響が多いと推定される。
【００１２】
さらに, 実際のモータでの鉄損を考えるには、高調波の重畳による鉄損劣化や二次元での回転鉄損を考慮する必要があることが従来から知られている。
そこで、低次（５，７次）高調波が鉄損に及ぼす影響を調査した結果、素材Si量を 2.0mass％以上にすると、高調波重畳時の回転鉄損の劣化量が少なくなり、モータ特性の向上につながることが見出された。
本発明は、上記の知見に立脚するものである。
【００１３】
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．質量％で、Ｃ≦0.005 ％, Si：2.0 〜4.0 ％, Al：0.15〜2.0 ％, Mn：0.05〜1.0 ％, Ｐ：0.01〜0.2 ％, Ｓ≦0.005 ％およびＮ≦0.005 ％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になり、さらに製品板試料の圧延方向（Ｌ方向）、圧延直角方向（Ｃ方向）および圧延方向に対して45°をなす方向（Ｄ方向）の磁化力Ｈ＝2000 A/mにおける磁束密度を、それぞれＢ20(L), Ｂ20(C), Ｂ20(D) とした時、これらが次式(1), (2)
〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) ＋２×Ｂ20(D) 〕／４≧ 1.55 （Ｔ） --- (1)
Ｂ20(D) ≧ 0.96 ×〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２ --- (2)
の関係を満足し、かつ磁束密度：1.5 （Ｔ）、周波数：50Hzの正弦波で、製品板試料のＬ方向, Ｃ方向およびＤ方向に磁化した時の鉄損を、それぞれＷ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)とした時、これらが次式(3)
Ｗ15/50(D)≦1.10×〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２ --- (3)
の関係を満足することを特徴とする、高調波重畳時の鉄損劣化が少なく、かつ磁気異方性が小さい無方向性電磁鋼板。
【００１４】
２．鋼板が、さらに質量％で、Sb：0.005 〜0.1 ％, Sn：0.01〜0.5 ％, Cu：0.02〜0.5 ％およびNi：0.1 〜3.0 ％のうちから選んだ１種または２種以上を含有する組成になることを特徴とする上記１記載の無方向性電磁鋼板。
【００１５】
３．高電圧バッテリー（42Ｖ以上）を有する車両のパワーステアリング用モータの鉄心用素材として用いることを特徴とする上記１または２記載の無方向性電磁鋼板。
【００１６】
４．質量％で、Ｃ≦0.005 ％, Si：2.0 〜4.0 ％, Al：0.15〜2.0 ％, Mn：0.05〜1.0 ％, Ｐ：0.01〜0.2 ％, Ｓ≦0.005 ％およびＮ≦0.005 ％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる鋼スラブを、熱間圧延後、熱延板焼鈍を施したのちまたは施さずに、圧下率：60〜85％で冷間圧延を施して最終板厚に仕上げ、ついで 500〜800 ℃間の平均昇温速度：20℃/s以上, 鋼板に対する付与張力：２ MPa以下、焼鈍温度：850 〜1050℃の条件で再結晶焼鈍を施したのち、冷却速度：25℃/s以下で冷却することを特徴とする、高調波重畳時の鉄損劣化が少なく、かつ磁気異方性が小さい無方向性電磁鋼板の製造方法。
【００１７】
５．鋼スラブが、さらに質量％で、Sb：0.005 〜0.1 ％, Sn：0.01〜0.5 ％, Cu：0.02〜0.5 ％およびNi：0.1 〜3.0 ％のうちから選んだ１種または２種以上を含有する組成になることを特徴とする上記４記載の無方向性電磁鋼板の製造方法。
【００１８】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を具体的に説明する。
まず、本発明の解明経緯について説明する。
石田らの研究では、ブラシレスＤＣモータのステータコア・ティース部の誘導起電力波形を測定したところ、基本波（正弦波) に５次から７次の高調波に対応する強いパルスが重畳していて、そのために, モータの最大効率は50Hzでの鉄損ではなく、それより高い周波数（例えば 400Hz）での鉄損と強い相関を示したと報告されている（Influence of Core Material on Performance of BrushlessDC Motor〔SMIC'99 東京〕) 。
【００１９】
また、西岡らの研究では、三相誘導電動機・ティース部の磁束密度波形には、16, 18次の高調波成分が含まれていて、それらが鉄損に与える影響は大きいと報告されている（三相誘導電動機の鉄損解析〔電気学会マグネティックス研究会資料MAG-00-121〕）。
【００２０】
そこで、高調波の重畳が交番磁界下の鉄損に及ぼす影響を調べるために、表１に示す成分組成の無方向性電磁鋼板を、表２に示す条件に従って基本波（正弦波) に５次から19次の高調波を重畳させ、その際の鉄損変化について調査した。
【００２１】
【表１】
【表２】
得られた結果を図１に示す。
同図に示したとおり、一次電圧波形での重畳率を一定にした場合、高調波次数が低いほど鉄損劣化量は大きく、また成分中のSi量が多い素材ほど鉄損劣化量は少ないことが判る。
【００２４】
次に、発明者らは、従来, あまり報告例がない回転鉄損に及ぼす高調波重畳の影響についても調査を行った。
測定結果を図２に示す。
同図に示したとおり、５，７次の高調波が重畳した場合の鉄損劣化量は、図１に示した交番磁界下の鉄損劣化量よりかなり小さいことが判る。この場合も成分中のSi量が多い素材ほど鉄損劣化量は少なく、高調波重畳時の鉄損劣化を抑えるには、素材成分中のSi量は多い方が望ましいといえる。特に、Si量が3.05mass％と高い素材Ｃでは、５次高調波重畳時の鉄損劣化は極めて少なかった。
【００２５】
さらに、高調波の重畳無しの場合と５次高調波重畳時の場合における磁束密度ベクトルの軌跡について調べた結果を、図３に示す。
この場合、Ｌ，Ｃ方向の磁束密度は重畳無しの時より増大するが、Ｄ方向の磁束密度は低くなることが判る。このことも、５次高調波重畳時の回転鉄損の劣化量が、交番磁界下の５次高調波重畳時の鉄損劣化量よりも小さかった原因の一つと考えられる。それ故に、高調波重畳時の回転鉄損の劣化量は、Ｌ，Ｃ方向とＤ方向の鉄損の違いの影響を受けると推定できる。一般に、Ｄ方向の鉄損はＬ，Ｃ方向の鉄損に比べて劣っている。この原因の一つは、Ｄ方向の集合組織がＬ，Ｃ方向の集合組織より劣っていて、その磁束密度が低いことにある。
そこで, Ｄ方向とＬ，Ｃ方向の鉄損にも着目して、以下に述べる実験を行った。
【００２６】
質量％で、Ｃ≦0.005 ％, Si：0.5 〜3.5 ％, Al：0.15〜2.0 ％, Mn：0.05〜1.0 ％, Ｐ：0.01〜0.2 ％, Ｓ≦0.005 ％およびＮ≦0.005 ％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成範囲にある無方向性電磁鋼板の製品板を多数用意し、かかる製品板のＬ，Ｃ，Ｄ方向から試料を採取し、磁束密度：1.5 （Ｔ）、周波数：50Hzの交番磁界下における鉄損Ｗ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)を測定した。また、 500ＷのＰＭモータを試作してそのモータ効率を測定した。
得られた結果を、Ｗ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)を変数とする
Ｘ＝Ｗ15/50(D)／｛〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２｝
という指標Ｘと素材中のSi量との関係で整理したところ、図４に示す結果が得られた。
【００２７】
すなわち、多くの場合、素材中のSi量が 2.0mass％以上で、かつＸ≦1.10の時に、モータ効率は92％以上の高い値が得られることが判った。しかしながら、上記の条件を満たす場合でも、モータ効率が低い場合があるので、それらの素材の磁気特性をＬ，Ｃ，Ｄ方向にて調べたところ、Ｄ方向の磁束密度Ｂ20(D) が, Ｌ方向の磁束密度Ｂ20(L) とＣ方向の磁束密度Ｂ20(C) の平均値の96％未満であり, Ｄ方向の磁束密度が、Ｌ，Ｃ方向の磁束密度の平均値より相当劣ってることが判明した。
【００２８】
以上から、低次（５，７次）高調波による鉄損劣化を抑制してモータ効率を向上させるには、素材中のSi量を 2.0mass％以上にし、かつ磁束密度：1.5 （Ｔ）、周波数：50Hzの正弦波で、試料のＬ方向, Ｃ方向およびＤ方向に磁化した時の鉄損Ｗ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)が
Ｗ15/50(D)≦1.10×〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２ --- (3)
の関係を満たし、かつ、試料のＬ方向、Ｃ方向およびＤ方向の磁化力Ｈ＝2000 A/mにおける磁束密度Ｂ20(L), Ｂ20(C), Ｂ20(D) が
Ｂ20(D) ≧ 0.96 ×〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２ --- (2)
の関係を満たす電磁鋼板を使用する必要があることが判明した。
【００２９】
なお、自動車の電源を14Ｖから42Ｖに移行したときの電装品・小型モータへの影響については、次のような推測が成り立つ。
すなわち、モータに要求される出力（Ｐ）は一定と考えられるので、Ｐ＝Ｖ（電圧）×Ｉ（電流）の関係から電圧が３倍になれば、電流は従来の1/3 で十分である。しかしながら、モータで発生する磁界（Ｈ）は、Ｈ＝ｎ（巻き数）×Ｉ（電流）であるため、電流が1/3 になると同じ強さの磁界を発生させるには巻き線数を３倍にする必要がある。巻き線数の増加は、コストアップやモータ銅損の増大につながる。巻き線数をさほど増やさずに、必要とする磁場を満たすためには永久磁石を使用することが考えられるが、永久磁石の使用は大幅なコストアップとなる。また、巻き線数および電流値を従来並にしたのでは、電源の高電圧化のメリットは充分には得られないことになる。
【００３０】
これらを回避するための別手段として、鉄心材料の磁束密度をアップする方法が挙げられる。これにより、従来よりモータで発生する磁界（Ｈ）が低くても高い磁束密度を確保できるので、巻き線数をさほど増やさずにコイルに流す電流を小さくでき、電源の高電圧化のメリットが充分に享受できることになる。これは、モータの動作条件の主範囲が鋼板の飽和磁束密度に近い値まで磁化される磁場領域ではなく、比較的低磁場領域である場合に特に有効である。
無方向性電磁鋼板の磁束密度を示す特性は、従来、磁化力Ｈ＝5000(A/m) の時の磁束密度（Ｂ50) で表されることが多いが、発明者らは、上述した点を考慮して、比較的低い磁化力Ｈ＝2000(A/m) の時の磁束密度（Ｂ20) に着目して検討を行った。すなわち、低磁化力である程度磁束密度の高い電磁鋼板を提供することができれば、特に自動車バッテリーの高電圧化に対応するモータの場合、モータの巻き線数および電流値設定の自由度が増し、モータ設計におけるフレキシビリティが増す利点があり、広い磁化力の範囲で高い磁束密度が得られるので、モータ効率が高くなるメリットがあると考えたからである。
上記の検討を基に、発明者らは、モータのトルク脈動に及ぼす鋼板の磁気異方性の影響について調査した。
【００３１】
質量％で、Ｃ≦0.005 ％, Si≧2.0 ％, Al：0.15〜2.0 ％, Mn：0.05〜1.0 ％, Ｐ：0.01〜0.2 ％, Ｓ≦0.005 ％, Ｎ≦0.005 ％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成範囲にある無方向性電磁鋼板の製品板を多数用意し、Ｌ，Ｃ，Ｄ方向から試料を採取して、磁気特性を調査した。その後、磁束密度：1.5 （Ｔ）、周波数：50Hzの正弦波で、試料のＬ方向、Ｃ方向およびＤ方向に磁化した時の鉄損Ｗ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)が
Ｗ15/50(D)≦1.10×〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２ --- (3)
の関係を満たす製品板のみを用いて、 500 ＷのＳＲモータを試作してそのトルク脈動を測定した。
これらの結果を、Ｂ20(L), Ｂ20(C), Ｂ20(D) を変数とする
Ｙ＝〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) ＋２×Ｂ20(D) 〕／４
Ｚ＝Ｂ20(D) ／｛〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２｝
という２つの指標で整理したところ、図５に示す結果が得られた。
すなわち、Ｙ≧1.55で、かつＺ≧0.96の時に、トルク脈動は 0.5％以下に減少することが判明した。
【００３２】
上記の結果から、素材成分中のSi量が 2.0mass％以上で、
〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) ＋２×Ｂ20(D) 〕／４≧ 1.55 （Ｔ） --- (1)
Ｂ20(D) ≧ 0.96 ×〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２ --- (2)
Ｗ15/50(D)≦1.10×〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２ --- (3)
の特性を有する無方向性電磁鋼板を用いれば、トルク脈動が小さく、高いモータ効率が得られることになる。
【００３３】
そこで、上記したような特性を有する無方向性電磁鋼板を得るべく、無方向性電磁鋼板の製造条件を詳細に調べて、重回帰分析を行ったところ、上記の磁気特性を満たすには、素材成分、最終冷延圧下率、再結晶時の昇温速度、鋼板張力、焼鈍温度および冷却速度が大きく影響し、上記の特性を満足する無方向性電磁鋼板を安定して収率良く製造するためには、これらの要因を制御する必要があることが判明した。
【００３４】
すなわち、質量％で、Ｃ≦0.005 ％, Si：2.0 〜4.0 ％, Al：0.15〜2.0 ％,Mn：0.05〜1.0 ％, Ｐ：0.01〜0.2 ％, Ｓ≦0.005 ％およびＮ≦0.005 ％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる鋼スラブを、熱間圧延後、熱延板焼鈍を施したのちまたは施さずに、圧下率：60〜85％で冷間圧延を施して最終板厚に仕上げ、ついで 500〜800 ℃間の平均昇温速度：20℃/s以上, 鋼板に対する付与張力：２ MPa以下、焼鈍温度：850 〜1050℃の条件で再結晶焼鈍を施したのち、冷却速度：25℃/s以下で冷却することにより、磁気異方性およびトルク脈動が小さい、モータ効率に優れた無方向性電磁鋼板が安定して得られることが究明されたのである。
【００３５】
上記の製造条件によって、上掲した式(1), (2)および(3) の関係を満足する磁気特性の無方向性電磁鋼板を製造できる理由は、次のように考えられる。
上記の特性を満足させるためには、得られる集合組織を異方性の少ない等方的なものにし、かつ（１００）や（１１０）方位粒が多い集合組織にする必要がある。これらの制御因子として、素材成分、最終冷延圧下率、再結晶時の昇温速度、鋼板張力、焼鈍温度および冷却速度が有効に作用していると考えられる。
【００３６】
すなわち、Al≧0.15mass％とする必要があるのは、本調査範囲のAl量（Al＞0.01mass％）では、Al量が0.15mass％未満では微細な析出物が生成し易いためであり、比較的低磁場での磁束密度を高くするためには, 析出物に起因するヒステリシス損の増大は望ましくないからである。また、含有量が多すぎると連続鋳造においてモールドとの潤滑性が低下し鋳造が困難になるので、 2.0mass％以下で含有させるものとした。
また、Ｓ≦0.005 mass％とする必要があるのは、Ｓに起因する析出物の生成量を抑えることでヒステリシス損が低減すると共に、比較的低磁場での磁束密度を向上させることが可能となるためである。
【００３７】
また、最終冷延圧下率が60％未満では、再結晶焼鈍後に熱延時の未再結晶粒が残存し易くなり、均一で異方性の少ない集合組織が得られなくなる。一方、最終冷延圧下率が85％を超えると、再結晶後の集合組織に（１１１）が多くなり、高い磁束密度を得ることが難しくなる。
【００３８】
さらに、再結晶焼鈍時の昇温速度を20℃/s以上にすることで、（１１１）方位粒が減少し、（１００），（１１０）方位粒が増加する。また、鋼板張力を、２ MPa以下にすることで、鋼板幅方向（Ｃ方向）および45°方向（Ｄ方向）の磁気特性が向上する。すなわち、鋼板張力が２ MPaを超えると、鋼板長手方向（Ｌ方向）の磁気特性に比べて幅方向（Ｃ方向）および45°方向（Ｄ方向）の磁気特性が大幅に劣化する。さらに、焼鈍温度を 850〜1050℃にすることで結晶粒の大きさを最適化することができ、磁気特性の向上に有効に作用する。また、再結晶焼鈍後の冷却速度を25℃/sにすることで、冷却歪みが低減でき、特に45°方向（Ｄ方向）の磁気特性を向上させることができる。
【００３９】
次に、本発明において, 素材の成分組成を前記の範囲に限定した理由について説明する。なお、成分に関する「％」表示は特に断らない限り質量％を意味するものとする。
Ｃ≦0.005 ％
Ｃが 0.005％を超えると、磁気特性の時効劣化が顕著になるので、Ｃは 0.005％以下に限定した。
【００４０】
Si：2.0 〜4.0 ％
Siは、鋼の比抵抗を高くし鉄損を低下させる有用元素である。そして、低次高調波重畳時の鉄損劣化量を低くし、モータ効率を向上させるためには、前掲図４にも示したとおり、 2.0％以上添加する必要がある。ただし、添加量の増加と共に鋼板の飽和磁束密度は低下する。
また、本発明では、トルク脈動を低減するために磁化力Ｈ＝2000 A/mで、一定値以上の磁束密度を得る必要があるために、Si量の上限は 4.0％とした。
【００４１】
Al：0.15〜2.0 ％
Alは、Siと同様、鋼の比抵抗を高め鉄損を低減させる有用元素である。ここに、Al≧0.15％とする必要があるのは、本調査範囲のAl量（Al＞0.01％）では、Al量が0.15％未満では微細な析出物が生成し易いためであり、比較的低磁場での磁束密度を高くするためには、析出物に起因するヒステリシス損の増大は望ましくないからである。また、含有量が多すぎると連続鋳造においてモールドとの潤滑性が低下し鋳造が困難になるので、 2.0％以下で含有させるものとした。
【００４２】
Mn：0.05〜1.0 ％
Mnも、SiやAlほどではないが, 鋼の比抵抗を高め、鉄損を低減させる効果がある。また、熱間圧延性を改善し、かつ熱延時にＳを固定するために必要な元素でもある。しかしながら、含有量が0.05％に満たないとその添加効果に乏しく、一方 1.0％を超えると飽和磁束密度の低下が顕著になるため、Mnは0.05〜1.0 ％の範囲に限定した。
【００４３】
Ｐ：0.01〜0.2 ％
Ｐは、粒界偏析により冷延再結晶後の集合組織を改善して磁束密度を向上させる有用元素である。しかしながら、過度の粒界偏析は粒成長性を阻害し鉄損を劣化させるので、上限は 0.2％とした。また、鋼板の強度を得るための必要量とした、下限は0.01％とした。
【００４４】
Ｓ≦0.005 ％
不純物の中でも特にＳは、析出物・介在物を形成して粒成長性を阻害するので、極力低減することが望ましい。特に含有量が 0.005％を超えると低磁場での磁束密度に影響し、それを低下させる方向に作用するので、Ｓは 0.005％以下に制限した。
【００４５】
Ｎ≦0.005 ％
Ｎは、0.005 ％を超えるとヒステリシス損を増大させ、また低磁場での磁束密度を低下させる方向に作用するので、Ｎは 0.005％以下に制限した。
【００４６】
以上、必須成分について説明したが、本発明では、その他にも以下に述べる元素を適宜含有させることができる。
Sb：0.005 〜0.1 ％
Sbは、集合組織を改善して磁束密度を向上させるだけでなく、鋼板表層の酸窒化やそれに伴う表層微細粒の生成を抑制することによって磁気特性の劣化を防止すると共に、表面硬度の上昇を抑制して打ち抜き加工性を向上させる等、種々の作用効果を有する元素である。しかしながら、含有量が 0.005％に満たないとその添加効果に乏しく、一方 0.1％を超えると結晶粒の成長性が阻害されて磁気特性の劣化を招くので、Sbは 0.005〜0.1 ％の範囲で含有させるものとした。
【００４７】
Sn：0.01〜0.5 ％
Snも、Sbと同様の添加効果を有する元素であるが、含有量が0.01％に満たないとその添加効果に乏しく、一方 0.5％を超えると結晶粒の成長性が阻害され、磁気特性の劣化を招くので、Snは0.01〜0.5 ％の範囲で含有させるものとした。
【００４８】
Cu：0.02〜0.5 ％
Cuは、鋼板表層の酸窒化を抑制することによって、磁気特性の劣化を抑制する作用効果を有する元素である。しかしながら、含有量が0.02％に満たないとその添加効果に乏しく、一方 0.5％を超えると結晶粒の成長性が阻害され、磁気特性の劣化を招くので, Cuは0.02〜0.5 ％の範囲で含有させるものとした。
【００４９】
Ni：0.1 〜3.0 ％
Niは、集合組織を改善して磁束密度を向上させる作用効果を有する元素である。しかしながら、含有量が 0.1％に満たないとその添加効果に乏しく、一方 3.0％を超えて添加してもそれ以上の効果に少なく、むしろ圧延性の劣化を招くので、Niは 0.1〜3.0 ％の範囲で含有させるものしとた。
【００５０】
次に、本発明の製造方法について説明する。
上記の好適成分組成に調整した溶鋼を、転炉、電気炉などを用いる公知の方法で精錬し、必要があれば真空処理などを施したのち、通常の造塊法や連続鋳造法を用いてスラブを製造する。また、直接鋳造法を用いて 100mm以下の厚さの薄鋳片を直接製造してもよい。
【００５１】
得られたスラブを、通常の方法で加熱したのち、熱間圧延に供する。熱間圧延時の仕上げ圧延温度や巻取り温度等の熱延条件は特に規定しないが、省エネルギーの面からスラブ加熱は1250℃以下で行うことが望ましい。ただし、最終仕上げ板厚を考慮して, 最終冷延圧下率が60〜85％になるように熱延板の板厚を制御する必要がある。たとえば、最終仕上げ板厚が0.35mmの場合、熱延板の許容板厚は0.875mm 以上、2.33mm以下である。また、最終板厚が 0.2mmの場合、熱延板の許容板厚は0.5mm 以上、1.33mm以下である。
ついで、熱延板焼鈍を施し、または施さずに、上記範囲の圧下率で最終板厚まで冷間圧延する。
ここに、最終冷延における圧下率を60〜85％の範囲にしたのは、圧下率が60％に満たないと、再結晶焼鈍後に熱延時の未再結晶粒が残存し易くなり、均一で異方性の少ない集合組織が得られなくなり、一方、圧下率が85％を超えると、再結晶後の集合組織に（１１１）が多くなり、高い磁束密度を得ることが難しくなるからである。
【００５２】
その後 500〜800 ℃間の平均昇温速度を20℃/s以上、鋼板張力を２MPa 以下にして、 850〜1050℃の温度範囲で再結晶焼鈍を行ったのち、冷却速度：25℃/s以下で冷却することで、本発明の鋼板を得ることができる。
ここに、再結晶焼鈍時における 500〜800 ℃間の平均昇温速度を20℃/s以上としたのは、平均昇温速度を20℃/s以上にすることによって、（１１１）方位粒が減少し、（１００），（１１０）方位粒が増加するからである。また、鋼板張力を２ MPa以下としたのは、鋼板張力を２ MPa以下とすることによって、鋼板幅方向（Ｃ方向）および45°方向（Ｄ方向）の磁気特性が向上するからである。この点、鋼板張力が２ MPaを超えると、鋼板長手方向（Ｌ方向）の磁気特性に比べて幅方向（Ｃ方向）および45°方向（Ｄ方向）の磁気特性の大幅な劣化を招く。さらに、焼鈍温度を 850〜1050℃とし、かつその後の冷却速度を25℃/s以下としたのは、焼鈍温度を 850〜1050℃とすることによって結晶粒の大きさを最適化することができ、磁気特性の向上に有効に寄与するからであり、また、再結晶焼鈍後の冷却速度を25℃/sにすることで、冷却歪みが低減でき、特に45°方向（Ｄ方向）の磁気特性を向上させることができるからである。
なお、上記の再結晶焼鈍に引き続いて、既知のコーティング処理を行っても良いのはいうまでもない。
【００５３】
【実施例】
実施例１
表３に示す成分組成になる鋼スラブを用意し、ガス加熱炉により1100℃に加熱したのち、熱間圧延により板厚：0.8 〜3.0 mmの熱延板とした。ついで、この熱延板を１回の冷間圧延にて最終板厚：0.35mmに仕上げたのち、 500〜800 ℃間の平均昇温速度、鋼板に対する付与張力および焼鈍温度を表４に示すように種々に変更して、30秒の再結晶焼鈍（仕上げ焼鈍）を行ったのち、同じく表４に示す冷却速度で冷却した。
かくして得られた製品板から、圧延方向（Ｌ方向），圧延直角方向（Ｃ方向）および圧延方向に対して45°をなす方向（Ｄ方向）のエプスタイン試験片を採取し、磁気特性を測定した。さらに、 700ＷのＰＭモータを試作してそのトルク脈動を測定した。なお、トルク脈動が 0.5％以下であれば、これらの特性はそれぞれ良好といえる。
かくして得られた結果を表５に示す。
【００５４】
【表３】
【表４】
【表５】
表５から明らかなように、素材特性が本発明で規定した関係を満足する発明例はいずれも、良好なトルク脈動が得られている。
【００５８】
実施例２
表６に示す成分組成になる鋼スラブを、ガス加熱炉により1100℃に加熱したのち、熱間圧延により 2.0mm厚の熱延板とした。引き続き、1000℃，30秒の熱延板焼鈍後、１回の冷間圧延にて最終板厚：0.35mmに仕上げた。ついで 500〜800 ℃間の平均昇温速度、鋼板に対する付与張力および焼鈍温度を表７に示すように種々に変更して、30秒の再結晶焼鈍（仕上げ焼鈍）を行ったのち、同じく表７に示す冷却速度で冷却した。
かくして得られた製品板から、圧延方向（Ｌ方向）、圧延直角方向（Ｃ方向）および圧延方向に対して45°をなす方向（Ｄ方向）のエプスタイン試験片を採取し、磁気特性を測定した。さらに、 700ＷのＰＭモータを試作してそのトルク脈動を測定した。
かくして得られた結果を表８に示す。
【００５９】
【表６】
【表７】
【表８】
表８から明らかなように、素材特性が本発明で規定した関係を満足する発明例はいずれも、良好なトルク脈動が得られている。
【００６３】
【発明の効果】
かくして、本発明によれば、高調波重畳時の鉄損劣化が少なく、かつ磁気異方性が小さい無方向性電磁鋼板を安定して得ることができる。
従って、本発明の無方向性電磁鋼板を用いれば、トルク脈動が小さい、優れた特性を有する電動パワーステアリング用モータを得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 交番磁界下において、高調波の重畳が鉄損に及ぼす影響を示す図である。
【図２】 回転鉄損に及ぼす高調波重畳の影響を示す図である。
【図３】 高調波の重畳がない場合および５次高調波重畳時の場合における回転磁界・磁束密度ベクトルの軌跡を示す図である。
【図４】 素材中のSi量および製品板の磁気特性（Ｘ＝Ｗ15/50(D)／｛〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２｝とモータ効率との関係を示す図である。
【図５】 製品板の磁気特性（Ｙ＝〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) ＋２×Ｂ20(D) 〕／４およびＺ＝Ｂ20(D) ／｛〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２｝）とトルク脈動との関係を示す図である。[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention is suitable for use in a core material of a motor requiring low torque and high torque, for example, an electric power steering motor mounted on a vehicle having a high voltage battery (42 V or more). The present invention relates to a non-oriented electrical steel sheet with little iron loss deterioration and small magnetic anisotropy, and a method for producing the same.
[0002]
[Prior art]
Currently, in motor vehicles, less than 20 motors are used in the popular car class, and more than 50 motors are used in the luxury car class.
The characteristics required for motors for automobiles are (1) low noise, (2) small size and light weight, (3) high response and high resolution, and (4) low cost. Usually, a cold-rolled steel sheet of SPCC (general cold-rolled steel sheet defined in JIS G 3141) class is used from the viewpoint of cost.
[0003]
By the way, the 14V system is currently used for the power supply system of automobiles, but since the number of mounted electronic equipment is increasing and the control is changing from mechanical control to electrical control, the power supply of 14V is used. The system is running out of output. However, the above problem can be solved by introducing an electrical system with a voltage higher than 14V. The 42V system is listed as a candidate, and research and development are currently underway in the United States, Europe and Japan.
[0004]
The motor input voltage of Toyota Prius (registered trademark), which is a hybrid vehicle that combines a gasoline engine and a motor, does not require external charging like an electric vehicle, and is low in fuel consumption and compatible with environmental issues, is 288V. Honda Insight (registered trademark) has a motor input of 144V, but if a 42V system power supply is used, a simple hybrid vehicle can be manufactured.
[0005]
On the other hand, in response to the increase in the voltage of the battery, it has been studied to electrically drive the power steering system of the automobile. In a conventional power steering system, steering is assisted by a hydraulic pump that uses engine power. However, in this case, the hydraulic pump is always driven, so energy is consumed other than during steering. There was a problem that the fuel consumption of the minute engine was deteriorated.
In order to eliminate such waste, development of an electric power steering system that assists steering by a motor is underway. In this system, only when steering assistance is required at cornering or the like, it is only necessary to flow the current to the motor to assist the power, so that the fuel consumption is improved by about 2 to 3% compared to the hydraulic system.
[0006]
Electric power steering systems have already been adopted in some mini cars and small cars, but they are not widely used in medium and large cars, and have not been put into practical use. The reason is that in medium-sized vehicles and large-sized vehicles, a high torque is required by the motor, so that it has been difficult to obtain a sufficient output with the conventional 14V power supply system.
[0007]
As described above, since an electric power steering system requires a small motor with low rotation and high torque characteristics, the use of a PM motor using a permanent magnet or a switched reluctance motor (SRM) is considered. Has been.
For example, as a steel sheet suitable for use in motors that require low rotation and high torque, JP 2001-64756A discloses a technique for reducing the hysteresis loss by reducing the Ti content in the steel sheet to 20 ppm or less. ing. JP-A-2001-73095 discloses temper rolling after recrystallization annealing, and JP-A-2000-73096 discloses electric power steering by adjusting the surface roughness of a steel sheet to a certain range. Technologies for providing steel plates suitable for motors for automobiles are disclosed. Furthermore, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2001-123252 discloses a technique for providing a steel plate suitable for an electric power steering motor by controlling the crystal grain size and internal oxide layer thickness of the steel plate.
[0008]
Although the above-described technology has achieved reduction in the torque cross of the motor and increase in efficiency, the smoothness during steering required for power steering is still inferior to that using a conventional hydraulic pump. In order to achieve smoothness, it is necessary to reduce the torque pulsation (cogging torque or ripple torque) of the motor. Thereby, the nonuniformity at the time of motor rotation can be suppressed, and the smoothness at the time of steering can be improved. In particular, when using the SRM, it is necessary to reduce the noise, but the reduction of the torque pulsation effectively works to suppress the noise.
[0009]
[Problems to be solved by the invention]
The present invention has been developed in view of the above situation, and proposes a non-oriented electrical steel sheet having a small torque pulsation and excellent characteristics as a core material for an electric power steering motor, together with its advantageous manufacturing method. Objective.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
Now, in order to achieve the above object, the inventors examined in detail the influence of the magnetic properties of the material steel plate on the torque pulsation. As a result, it was found that reducing the magnetic anisotropy of the steel sheet is effective in reducing torque pulsation.
[0011]
In addition, small motors are often used at relatively high revolutions, and in that case, the excitation magnetic flux density waveform is distorted and includes harmonic components, so that the magnetic characteristics that serve as a measure of the efficiency of the motor are obtained. It is inappropriate to evaluate the iron loss value of a conventional Epstein-sized sample at 50/60 Hz, for example, the iron loss W at a magnetic flux density of 1.0 T and a frequency of 400 Hz. 10/400 Recently, it has been reported that it is preferable to express by.
However, since the electric power steering motor is used at a relatively low rotation, it is estimated that there is little influence of high-order harmonics and many influences of low-order harmonics.
[0012]
Furthermore, it is conventionally known that in order to consider iron loss in an actual motor, it is necessary to consider iron loss deterioration due to superposition of harmonics and two-dimensional rotating iron loss.
Therefore, as a result of investigating the effect of low-order (5th and 7th) harmonics on iron loss, if the amount of material Si is 2.0 mass% or more, the amount of deterioration of rotating iron loss when harmonics are superimposed decreases, and the motor It has been found that it leads to improved properties.
The present invention is based on the above findings.
[0013]
That is, the gist configuration of the present invention is as follows.
1. In mass%, C ≦ 0.005%, Si: 2.0-4.0%, Al: 0.15-2.0%, Mn: 0.05-1.0%, P: 0.01-0.2%, S ≦ 0.005% and N ≦ 0.005%, The balance is the composition of Fe and unavoidable impurities, and further the magnetizing force H in the rolling direction (L direction), the perpendicular direction of rolling (C direction) and the direction forming 45 ° with respect to the rolling direction (D direction) of the product sheet sample. = Magnetic flux density at 2000 A / m, B 20 (L), B 20 (C), B 20 (D), these are the following formulas (1), (2)
[B 20 (L) + B 20 (C) + 2 × B 20 (D)] /4≧1.55 (T) --- (1)
B 20 (D) ≧ 0.96 × [B 20 (L) + B 20 (C)] / 2 --- (2)
The iron loss when the product plate sample is magnetized in the L direction, C direction, and D direction with a sinusoidal wave with a magnetic flux density of 1.5 (T) and a frequency of 50 Hz, respectively. 15/50 (L), W 15/50 (C), W 15/50 When (D), these are the following formula (3)
W 15/50 (D) ≦ 1.10 × [W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2 --- (3)
A non-oriented electrical steel sheet that satisfies the following relationship and has little iron loss deterioration when harmonics are superimposed and has low magnetic anisotropy.
[0014]
2. The steel sheet further contains, by mass%, one or more selected from Sb: 0.005 to 0.1%, Sn: 0.01 to 0.5%, Cu: 0.02 to 0.5% and Ni: 0.1 to 3.0%. 2. The non-oriented electrical steel sheet according to 1 above, wherein
[0015]
3. 1 or 2 above, characterized in that it is used as a material for an iron core of a power steering motor of a vehicle having a high voltage battery (42 V or more). Is 2 The non-oriented electrical steel sheet described.
[0016]
4). In mass%, C ≦ 0.005%, Si: 2.0-4.0%, Al: 0.15-2.0%, Mn: 0.05-1.0%, P: 0.01-0.2%, S ≦ 0.005% and N ≦ 0.005%, The balance is a steel slab with a composition of Fe and inevitable impurities. After hot rolling, with or without hot-rolled sheet annealing, cold rolling is performed at a reduction ratio of 60 to 85% to obtain the final thickness. Finished, and then the average heating rate between 500 and 800 ° C: 20 ° C / s or more, tension applied to the steel plate: 2 MPa or less, annealing temperature: 850 to 1050 ° C, and then cooling rate : Cooling at 25 ° C./s or less, a method for producing a non-oriented electrical steel sheet with little iron loss deterioration during harmonic superposition and low magnetic anisotropy.
[0017]
5. The steel slab further contains one or more kinds selected from Sb: 0.005 to 0.1%, Sn: 0.01 to 0.5%, Cu: 0.02 to 0.5% and Ni: 0.1 to 3.0% by mass%. 5. The method for producing a non-oriented electrical steel sheet according to 4 above, wherein the composition is a composition.
[0018]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, the present invention will be specifically described.
First, the elucidation process of the present invention will be described.
In the research by Ishida et al., When the induced electromotive force waveform of the stator core and teeth of the brushless DC motor was measured, a strong pulse corresponding to the fifth to seventh harmonics was superimposed on the fundamental wave (sine wave). For this reason, it has been reported that the maximum efficiency of the motor is not iron loss at 50 Hz, but strongly correlated with iron loss at higher frequencies (for example, 400 Hz) (Influence of Core Material on Performance of Brushless DC Motor [SMIC '99 Tokyo]).
[0019]
In addition, the research by Nishioka et al. Reported that the magnetic flux density waveform of the three-phase induction motor / tooth part contains 16th and 18th harmonic components, which has a large effect on iron loss. (Analysis of iron loss in a three-phase induction motor [The Institute of Electrical Engineers of Japan Magnetics Study Group Material MAG-00-121]).
[0020]
Therefore, in order to investigate the effect of harmonic superposition on iron loss under an alternating magnetic field, a non-oriented electrical steel sheet having the composition shown in Table 1 is converted into a fundamental wave (sine wave) in the fifth order according to the conditions shown in Table 2. 19th harmonics were superimposed, and the iron loss change at that time was investigated.
[0021]
[Table 1]
[Table 2]
The obtained results are shown in FIG.
As shown in the figure, when the superposition ratio in the primary voltage waveform is constant, the lower the harmonic order, the larger the iron loss deterioration amount, and the more the Si amount in the component, the smaller the iron loss deterioration amount. I understand.
[0024]
Next, the inventors also investigated the effect of harmonic superposition on the rotating iron loss, which has not been reported so far.
The measurement results are shown in FIG.
As shown in the figure, it can be seen that the iron loss deterioration amount when the fifth and seventh harmonics are superimposed is considerably smaller than the iron loss deterioration amount under the alternating magnetic field shown in FIG. In this case as well, a material with a larger amount of Si in the component has a smaller amount of iron loss deterioration, and it can be said that a larger amount of Si in the material component is desirable in order to suppress the iron loss deterioration when harmonics are superimposed. In particular, in the material C having a high Si amount of 3.05 mass%, the iron loss deterioration at the time of superimposing the fifth harmonic was extremely small.
[0025]
Further, FIG. 3 shows the result of examining the locus of the magnetic flux density vector in the case where no harmonics are superimposed and in the case where the fifth harmonic is superimposed.
In this case, it can be seen that the magnetic flux density in the L and C directions increases compared to when there is no superposition, but the magnetic flux density in the D direction becomes lower. This is also considered to be one of the causes that the amount of deterioration of the rotating iron loss when superimposing the fifth harmonic is smaller than the amount of iron loss deterioration when superimposing the fifth harmonic under an alternating magnetic field. Therefore, it can be estimated that the deterioration amount of the rotating iron loss at the time of harmonic superposition is influenced by the difference between the iron loss in the L and C directions and the D direction. Generally, the iron loss in the D direction is inferior to the iron loss in the L and C directions. One of the causes is that the texture in the D direction is inferior to the texture in the L and C directions, and the magnetic flux density is low.
Therefore, paying attention to the iron loss in the D direction and the L and C directions, the following experiment was conducted.
[0026]
In mass%, C ≦ 0.005%, Si: 0.5-3.5%, Al: 0.15-2.0%, Mn: 0.05-1.0%, P: 0.01-0.2%, S ≦ 0.005% and N ≦ 0.005%, The remainder is a large number of non-oriented electrical steel sheets in the composition range of Fe and inevitable impurities. Samples are taken from the L, C, and D directions of the product sheets, and magnetic flux density: 1.5 (T), frequency : Iron loss W under an alternating magnetic field of 50Hz 15/50 (L), W 15/50 (C), W 15/50 (D) was measured. A 500W PM motor was prototyped and its motor efficiency was measured.
The result obtained is 15/50 (L), W 15/50 (C), W 15/50 Let (D) be a variable
X = W 15/50 (D) / {[W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2}
The results shown in FIG. 4 were obtained by organizing the relationship between the index X and the amount of Si in the material.
[0027]
That is, in many cases, it was found that when the Si amount in the material is 2.0 mass% or more and X ≦ 1.10, the motor efficiency can be as high as 92% or more. However, even when the above conditions are satisfied, the motor efficiency may be low. Therefore, when the magnetic properties of these materials are examined in the L, C, and D directions, the magnetic flux density B in the D direction is determined. 20 (D) is the magnetic flux density B in the L direction 20 (L) and magnetic flux density B in the C direction 20 It was found that the average value of (C) was less than 96%, and the magnetic flux density in the D direction was considerably inferior to the average value of the magnetic flux densities in the L and C directions.
[0028]
From the above, in order to improve the motor efficiency by suppressing the iron loss deterioration due to the low-order (5th and 7th) harmonics, the Si content in the material is set to 2.0 mass% or more and the magnetic flux density is 1.5 (T), Frequency: Iron loss W when magnetized in the L direction, C direction and D direction of the sample with a sine wave of 50 Hz 15/50 (L), W 15/50 (C), W 15/50 (D) is
W 15/50 (D) ≦ 1.10 × [W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2 --- (3)
And the magnetic flux density B at the magnetizing force H = 2000 A / m in the L direction, C direction and D direction of the sample. 20 (L), B 20 (C), B 20 (D) is
B 20 (D) ≧ 0.96 × [B 20 (L) + B 20 (C)] / 2 --- (2)
It was found that it is necessary to use an electrical steel sheet that satisfies the above relationship.
[0029]
Regarding the influence on electrical components and small motors when the power supply of an automobile is shifted from 14V to 42V, the following assumptions hold.
In other words, since the output (P) required for the motor is considered to be constant, if the voltage is tripled from the relationship P = V (voltage) x I (current), 1/3 of the current is sufficient. is there. However, since the magnetic field (H) generated by the motor is H = n (number of turns) × I (current), the number of windings is 3 to generate a magnetic field of the same strength when the current becomes 1/3. Need to double. An increase in the number of windings leads to an increase in cost and an increase in motor copper loss. In order to satisfy the required magnetic field without increasing the number of windings so much, it is conceivable to use a permanent magnet. However, the use of the permanent magnet greatly increases the cost. Further, if the number of windings and the current value are set to be the same as the conventional one, the merit of increasing the voltage of the power source cannot be obtained sufficiently.
[0030]
As another means for avoiding these, there is a method of increasing the magnetic flux density of the iron core material. As a result, a high magnetic flux density can be ensured even if the magnetic field (H) generated by the motor is lower than before, so that the current flowing through the coil can be reduced without increasing the number of windings so much that the merits of increasing the power supply voltage are sufficient. You can enjoy it. This is particularly effective when the main range of the operating condition of the motor is not a magnetic field region magnetized to a value close to the saturation magnetic flux density of the steel sheet but a relatively low magnetic field region.
The characteristic indicating the magnetic flux density of the non-oriented electrical steel sheet is conventionally the magnetic flux density (B) when the magnetizing force H = 5000 (A / m). 50 In consideration of the above-mentioned points, the inventors have considered that the magnetic flux density (B) at a relatively low magnetization force H = 2000 (A / m). 20 ) And examined. In other words, if an electromagnetic steel sheet having a low magnetic force and a high magnetic flux density can be provided, especially in the case of a motor that supports high voltage of an automobile battery, the number of windings of the motor and the degree of freedom in setting the current value are increased. This is because there is an advantage that the flexibility in the design is increased, and a high magnetic flux density can be obtained in a wide range of magnetizing force, so that it is considered that there is an advantage that the motor efficiency is increased.
Based on the above examination, the inventors investigated the influence of the magnetic anisotropy of the steel sheet on the torque pulsation of the motor.
[0031]
Contains C ≦ 0.005%, Si ≧ 2.0%, Al: 0.15-2.0%, Mn: 0.05-1.0%, P: 0.01-0.2%, S ≦ 0.005%, N ≦ 0.005%, the balance being A large number of non-oriented electrical steel sheets in the composition range of Fe and inevitable impurities were prepared, and samples were taken from the L, C, and D directions, and the magnetic properties were investigated. Then, iron loss W when magnetized in the L, C, and D directions of the sample with a sine wave of magnetic flux density: 1.5 (T) and frequency: 50 Hz 15/50 (L), W 15/50 (C), W 15/50 (D) is
W 15/50 (D) ≦ 1.10 × [W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2 --- (3)
Using only product plates that satisfy the above relationship, a 500 W SR motor was prototyped and its torque pulsation was measured.
These results are 20 (L), B 20 (C), B 20 Let (D) be a variable
Y = [B 20 (L) + B 20 (C) + 2 × B 20 (D)] / 4
Z = B 20 (D) / {[B 20 (L) + B 20 (C)] / 2}
The results shown in FIG. 5 were obtained by arranging the two indexes.
That is, it was found that when Y ≧ 1.55 and Z ≧ 0.96, the torque pulsation decreases to 0.5% or less.
[0032]
From the above results, the Si content in the material component is 2.0 mass% or more,
[B 20 (L) + B 20 (C) + 2 × B 20 (D)] /4≧1.55 (T) --- (1)
B 20 (D) ≧ 0.96 × [B 20 (L) + B 20 (C)] / 2 --- (2)
W 15/50 (D) ≦ 1.10 × [W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2 --- (3)
If the non-oriented electrical steel sheet having the above characteristics is used, torque pulsation is small and high motor efficiency can be obtained.
[0033]
Therefore, in order to obtain a non-oriented electrical steel sheet having the above-described characteristics, the manufacturing conditions of the non-oriented electrical steel sheet were examined in detail and subjected to multiple regression analysis. In order to produce a non-oriented electrical steel sheet that satisfies the above characteristics in a stable and high yield because the components, final cold rolling reduction ratio, heating rate during recrystallization, steel sheet tension, annealing temperature, and cooling rate are greatly affected. It turns out that these factors need to be controlled.
[0034]
That is, by mass%, C ≦ 0.005%, Si: 2.0 to 4.0%, Al: 0.15 to 2.0%, Mn: 0.05 to 1.0%, P: 0.01 to 0.2%, S ≦ 0.005% and N ≦ 0.005% The remainder is a steel slab having a composition of Fe and inevitable impurities, and after hot rolling, with or without hot-rolled sheet annealing, it is cold-rolled at a rolling reduction ratio of 60 to 85% to be finished. After finishing the plate thickness, and after recrystallization annealing under the conditions of average heating rate between 500-800 ° C: 20 ° C / s or more, tension applied to steel plate: 2 MPa or less, annealing temperature: 850-1050 ° C, It was investigated that by cooling at a cooling rate of 25 ° C./s or less, a non-oriented electrical steel sheet with small magnetic anisotropy and torque pulsation and excellent motor efficiency can be obtained stably.
[0035]
The reason why the non-oriented electrical steel sheet having magnetic properties satisfying the relations of the above formulas (1), (2) and (3) can be manufactured under the above manufacturing conditions is considered as follows.
In order to satisfy the above characteristics, it is necessary to make the resulting texture isotropic with little anisotropy and a texture with many (100) and (110) orientation grains. As these control factors, it is considered that the material component, the final cold rolling reduction ratio, the heating rate during recrystallization, the steel sheet tension, the annealing temperature, and the cooling rate are acting effectively.
[0036]
That is, it is necessary to set Al ≧ 0.15 mass% because, in the Al amount in the present investigation range (Al> 0.01 mass%), fine precipitates are easily generated when the Al amount is less than 0.15 mass%. This is because it is not desirable to increase the hysteresis loss due to precipitates in order to increase the magnetic flux density in a relatively low magnetic field. In addition, if the content is too large, the lubricity with the mold is reduced in continuous casting, and casting becomes difficult. Therefore, the content is set to 2.0 mass% or less.
In addition, S ≦ 0.005 mass% is required because the loss of hysteresis is reduced by suppressing the amount of precipitates generated due to S, and the magnetic flux density in a relatively low magnetic field can be improved. It is to become.
[0037]
If the final cold rolling reduction is less than 60%, non-recrystallized grains at the time of hot rolling are likely to remain after recrystallization annealing, and a uniform and less anisotropic texture cannot be obtained. On the other hand, when the final cold rolling reduction ratio exceeds 85%, (111) increases in the texture after recrystallization, and it becomes difficult to obtain a high magnetic flux density.
[0038]
Furthermore, by increasing the temperature rising rate during recrystallization annealing to 20 ° C./s or more, (111) oriented grains are reduced and (100), (110) oriented grains are increased. Moreover, by setting the steel plate tension to 2 MPa or less, the magnetic properties in the steel plate width direction (C direction) and 45 ° direction (D direction) are improved. That is, when the steel plate tension exceeds 2 MPa, the magnetic properties in the width direction (C direction) and 45 ° direction (D direction) are significantly deteriorated as compared with the magnetic properties in the longitudinal direction (L direction) of the steel plate. Furthermore, by setting the annealing temperature to 850 to 1050 ° C., the size of the crystal grains can be optimized, which effectively works to improve the magnetic properties. Further, by setting the cooling rate after recrystallization annealing to 25 ° C./s, cooling distortion can be reduced, and in particular, the magnetic properties in the 45 ° direction (D direction) can be improved.
[0039]
Next, the reason why the component composition of the material is limited to the above range in the present invention will be described. Unless otherwise specified, “%” in relation to ingredients means mass%.
C ≦ 0.005%
When C exceeds 0.005%, aging deterioration of magnetic properties becomes remarkable, so C is limited to 0.005% or less.
[0040]
Si: 2.0 to 4.0%
Si is a useful element that increases the specific resistance of steel and reduces iron loss. Then, in order to reduce the iron loss deterioration amount when superimposing low-order harmonics and improve the motor efficiency, it is necessary to add 2.0% or more as shown in FIG. However, the saturation magnetic flux density of the steel sheet decreases as the addition amount increases.
In the present invention, in order to reduce the torque pulsation, it is necessary to obtain a magnetic flux density of a certain value or more with the magnetizing force H = 2000 A / m. Therefore, the upper limit of the Si amount is set to 4.0%.
[0041]
Al: 0.15-2.0%
Al, like Si, is a useful element that increases the specific resistance of steel and reduces iron loss. Here, it is necessary to make Al ≧ 0.15% because, in the amount of Al in this investigation range (Al> 0.01%), if the Al amount is less than 0.15%, fine precipitates are likely to be generated. This is because an increase in hysteresis loss due to precipitates is not desirable in order to increase the magnetic flux density in a low magnetic field. Further, if the content is too large, the lubricity with the mold is lowered in continuous casting and casting becomes difficult. Therefore, the content is set to 2.0% or less.
[0042]
Mn: 0.05-1.0%
Although Mn is not as good as Si and Al, it has the effect of increasing the specific resistance of steel and reducing iron loss. It is also an element necessary for improving hot rollability and fixing S during hot rolling. However, when the content is less than 0.05%, the effect of addition is poor. On the other hand, when the content exceeds 1.0%, the saturation magnetic flux density is significantly reduced. Therefore, Mn is limited to the range of 0.05 to 1.0%.
[0043]
P: 0.01-0.2%
P is a useful element that improves the texture after cold rolling recrystallization by grain boundary segregation and improves the magnetic flux density. However, excessive grain boundary segregation inhibits grain growth and degrades iron loss, so the upper limit was made 0.2%. Moreover, the lower limit made into the required amount for obtaining the intensity | strength of a steel plate was 0.01%.
[0044]
S ≦ 0.005%
Among impurities, S, in particular, forms precipitates / inclusions and inhibits grain growth, so it is desirable to reduce it as much as possible. In particular, if the content exceeds 0.005%, the magnetic flux density in a low magnetic field is affected and acts to reduce it, so S is limited to 0.005% or less.
[0045]
N ≦ 0.005%
If N exceeds 0.005%, the hysteresis loss increases and acts to reduce the magnetic flux density in a low magnetic field, so N is limited to 0.005% or less.
[0046]
Although the essential components have been described above, in the present invention, other elements described below can be appropriately contained.
Sb: 0.005 to 0.1%
Sb not only improves the texture and improves the magnetic flux density, but also prevents the deterioration of magnetic properties by suppressing the oxynitriding of the steel sheet surface layer and the accompanying surface layer fine grains, and also increases the surface hardness. It is an element having various functions and effects such as suppressing and improving punching workability. However, if the content is less than 0.005%, the effect of addition is poor. On the other hand, if it exceeds 0.1%, the growth of crystal grains is inhibited and the magnetic properties are deteriorated, so Sb is contained in the range of 0.005 to 0.1%. It was supposed to be
[0047]
Sn: 0.01-0.5%
Sn is an element having the same effect as Sb. However, if the content is less than 0.01%, the effect of addition is poor. On the other hand, if it exceeds 0.5%, the growth of crystal grains is inhibited and the magnetic properties deteriorate. Therefore, Sn is included in the range of 0.01 to 0.5%.
[0048]
Cu: 0.02 to 0.5%
Cu is an element having an effect of suppressing deterioration of magnetic properties by suppressing oxynitriding of the steel sheet surface layer. However, if the content is less than 0.02%, the effect of addition is poor. On the other hand, if it exceeds 0.5%, the growth of crystal grains is hindered and the magnetic properties are deteriorated, so Cu is contained in the range of 0.02 to 0.5%. It was supposed to be
[0049]
Ni: 0.1-3.0%
Ni is an element having an effect of improving the texture and improving the magnetic flux density. However, if the content is less than 0.1%, the effect of addition is poor. On the other hand, even if added over 3.0%, there is little effect, and rather the rollability is deteriorated, so Ni is 0.1 to 3.0%. It was supposed to be included in the range.
[0050]
Next, the manufacturing method of this invention is demonstrated.
The molten steel adjusted to the above preferred component composition is refined by a known method using a converter, an electric furnace, etc., and if necessary, after vacuum treatment, etc., using a normal ingot forming method or continuous casting method Manufacture slabs. Alternatively, a thin cast piece having a thickness of 100 mm or less may be directly produced by using a direct casting method.
[0051]
The obtained slab is heated by a normal method and then subjected to hot rolling. Hot rolling conditions such as finish rolling temperature and coiling temperature at the time of hot rolling are not particularly defined, but it is desirable to perform slab heating at 1250 ° C. or less from the viewpoint of energy saving. However, it is necessary to control the thickness of the hot-rolled sheet so that the final cold rolling reduction ratio is 60 to 85% in consideration of the final finished sheet thickness. For example, when the final finished thickness is 0.35 mm, the allowable thickness of the hot rolled sheet is 0.875 mm or more and 2.33 mm or less. When the final thickness is 0.2 mm, the allowable thickness of the hot rolled sheet is 0.5 mm or more and 1.33 mm or less.
Subsequently, it cold-rolls to the final sheet thickness by the reduction rate of the said range, with or without hot-rolled sheet annealing.
Here, the rolling reduction in the final cold rolling was set in the range of 60 to 85% because if the rolling reduction is less than 60%, non-recrystallized grains at the time of hot rolling are likely to remain after recrystallization annealing. This is because a texture with little anisotropy cannot be obtained, and on the other hand, if the rolling reduction exceeds 85%, (111) increases in the texture after recrystallization, making it difficult to obtain a high magnetic flux density.
[0052]
Then, after recrystallization annealing in the temperature range of 850 to 1050 ° C with an average temperature increase rate between 500 and 800 ° C of 20 ° C / s or more and steel plate tension of 2 MPa or less, cooling rate: 25 ° C / s or less The steel plate of the present invention can be obtained by cooling at.
Here, the reason for setting the average temperature rising rate between 500-800 ° C. during recrystallization annealing to 20 ° C./s or more is that by setting the average temperature rising rate to 20 ° C./s or more, (111) oriented grains This is because it decreases and (100), (110) oriented grains increase. The steel plate tension is set to 2 MPa or less because the magnetic properties in the steel plate width direction (C direction) and 45 ° direction (D direction) are improved by setting the steel plate tension to 2 MPa or less. In this regard, when the steel plate tension exceeds 2 MPa, the magnetic properties in the width direction (C direction) and 45 ° direction (D direction) are significantly deteriorated compared to the magnetic properties in the steel plate longitudinal direction (L direction). Furthermore, the annealing temperature is set to 850 to 1050 ° C., and the subsequent cooling rate is set to 25 ° C./s or less. By setting the annealing temperature to 850 to 1050 ° C., the size of the crystal grains can be optimized. This is because it effectively contributes to the improvement of magnetic characteristics, and the cooling strain can be reduced by setting the cooling rate after recrystallization annealing to 25 ° C / s, especially in the 45 ° direction (D direction). It is because it can improve.
Needless to say, a known coating treatment may be performed following the recrystallization annealing.
[0053]
【Example】
Example 1
A steel slab having the component composition shown in Table 3 was prepared, heated to 1100 ° C. in a gas heating furnace, and then hot rolled to obtain a hot rolled sheet having a thickness of 0.8 to 3.0 mm. Next, after finishing this hot-rolled sheet to a final sheet thickness of 0.35 mm by one cold rolling, the average heating rate between 500 and 800 ° C., the applied tension to the steel sheet and the annealing temperature are shown in Table 4. Then, after 30 seconds of recrystallization annealing (finish annealing), cooling was performed at the same cooling rate as shown in Table 4.
From the product plate thus obtained, Epstein test pieces in the rolling direction (L direction), the direction perpendicular to the rolling direction (C direction) and the direction forming 45 ° with respect to the rolling direction (D direction) were sampled and the magnetic properties were measured. . Furthermore, a 700W PM motor was prototyped and its torque pulsation was measured. If the torque pulsation is 0.5% or less, these characteristics are good.
The results thus obtained are shown in Table 5.
[0054]
[Table 3]
[Table 4]
[Table 5]
As is apparent from Table 5, good torque pulsation is obtained in any of the invention examples in which the material characteristics satisfy the relationship defined in the present invention.
[0058]
Example 2
A steel slab having the composition shown in Table 6 was heated to 1100 ° C. in a gas heating furnace, and then hot rolled into a hot rolled sheet having a thickness of 2.0 mm. Subsequently, after hot-rolled sheet annealing at 1000 ° C. for 30 seconds, the final sheet thickness was 0.35 mm by one cold rolling. Next, after changing the average heating rate between 500-800 ° C., the tension applied to the steel sheet and the annealing temperature as shown in Table 7 and performing recrystallization annealing (finish annealing) for 30 seconds, Table 7 The cooling was performed at the cooling rate shown in FIG.
From the product plate thus obtained, Epstein test pieces in the rolling direction (L direction), the direction perpendicular to the rolling direction (C direction) and the direction forming 45 ° with respect to the rolling direction (D direction) were sampled and the magnetic properties were measured. . Furthermore, a 700W PM motor was prototyped and its torque pulsation was measured.
The results thus obtained are shown in Table 8.
[0059]
[Table 6]
[Table 7]
[Table 8]
As can be seen from Table 8, good torque pulsation is obtained in any of the invention examples in which the material characteristics satisfy the relationship defined in the present invention.
[0063]
【The invention's effect】
Thus, according to the present invention, it is possible to stably obtain a non-oriented electrical steel sheet with little iron loss deterioration during harmonic superposition and low magnetic anisotropy.
Therefore, if the non-oriented electrical steel sheet of the present invention is used, an electric power steering motor having excellent characteristics with small torque pulsation can be obtained.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing the effect of harmonic superposition on iron loss under an alternating magnetic field.
FIG. 2 is a diagram illustrating the effect of harmonic superimposition on rotating iron loss.
FIG. 3 is a diagram showing a locus of a rotating magnetic field / magnetic flux density vector when there is no superposition of harmonics and when a fifth harmonic is superposed.
[Fig.4] Si content in material and magnetic properties of product plate (X = W 15/50 (D) / {[W 15/50 (L) + W 15/50 It is a figure which shows the relationship between (C)] / 2} and motor efficiency.
Fig. 5 Magnetic properties of product plate (Y = [B 20 (L) + B 20 (C) + 2 × B 20 (D)] / 4 and Z = B 20 (D) / {[B 20 (L) + B 20 (C)] / 2}) is a diagram showing the relationship between torque pulsation.
Claims (5)
〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) ＋２×Ｂ20(D) 〕／４≧ 1.55 （Ｔ） --- (1)
Ｂ20(D) ≧ 0.96 ×〔Ｂ20(L) ＋Ｂ20(C) 〕／２ --- (2)
の関係を満足し、かつ磁束密度：1.5 （Ｔ）、周波数：50Hzの正弦波で、製品板試料のＬ方向, Ｃ方向およびＤ方向に磁化した時の鉄損を、それぞれＷ15/50(L), Ｗ15/50(C), Ｗ15/50(D)とした時、これらが次式(3)
Ｗ15/50(D)≦1.10×〔Ｗ15/50(L)＋Ｗ15/50(C)〕／２ --- (3)
の関係を満足することを特徴とする、電動パワーステアリングモータ用の無方向性電磁鋼板。 In mass%, C ≦ 0.005%, Si: 2.0-4.0%, Al: 0.15-2.0%, Mn: 0.05-1.0%, P: 0.01-0.2%, S ≦ 0.005% and N ≦ 0.005%, The balance is the composition of Fe and unavoidable impurities, and further, the magnetizing force H in the rolling direction (L direction), the perpendicular direction of rolling (C direction) and the direction forming 45 ° (D direction) with respect to the rolling direction of the product sheet sample. = When the magnetic flux density at 2000 A / m is B 20 (L), B 20 (C), and B 20 (D), respectively, these are the following equations (1), (2)
[B 20 (L) + B 20 (C) + 2 × B 20 (D) ] / 4 ≧ 1.55 (T) --- (1)
B 20 (D) ≧ 0.96 × [B 20 (L) + B 20 (C)] / 2 --- (2)
The iron loss when magnetized in the L direction, C direction, and D direction of the product plate sample with a sine wave with a magnetic flux density of 1.5 (T) and a frequency of 50 Hz is W 15/50 ( L), W 15/50 (C), W 15/50 (D)
W 15/50 (D) ≤ 1.10 x [W 15/50 (L) + W 15/50 (C)] / 2 --- (3)
And satisfies the relationship, the electric power non-oriented electrical steel plate for the steering motor.
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