JP7415137B2 - Laminated core and rotating electrical machinery - Google Patents
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Description
本発明は、積層コアおよび回転電機に関する。 The present invention relates to a laminated core and a rotating electric machine.
従来から、特許文献1に記載されているような積層コアが知られている。この積層コアでは、積層方向に隣り合う電磁鋼板同士が、接着層により接着される。
Conventionally, a laminated core as described in
しかしながら、特許文献1には、接着対象の電磁鋼板についての検討がなされていない。このため、従来の積層コアには、磁気特性を向上させることについて改善の余地がある。
However,
本発明は、以上のような問題点に鑑みてなされたものであり、積層コアの磁気特性を向上させることを目的とする。 The present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to improve the magnetic properties of a laminated core.
本発明の積層コアは、板面同士が相互に対向するように積層された複数の電磁鋼板と、積層方向において相互に隣り合う前記電磁鋼板の間の少なくとも一部の領域に配置され、当該電磁鋼板同士を接着するための接着部と、を有し、前記電磁鋼板は、質量%で、C:0.0100%以下、Si:1.50%~4.00%、sol.Al:0.0001%~1.0%、S:0.0100%以下、N:0.0100%以下、Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Auからなる群から選ばれる1種以上:総計で2.50%~5.00%、Sn:0.000%~0.400%、Sb:0.000%~0.400%、P:0.000%~0.400%、およびMg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn、Cdからなる群から選ばれる1種以上:総計で0.0000%~0.0100%を含有し、Mn含有量(質量%)を[Mn]、Ni含有量(質量%)を[Ni]、Co含有量(質量%)を[Co]、Pt含有量(質量%)を[Pt]、Pb含有量(質量%)を[Pb]、Cu含有量(質量%)を[Cu]、Au含有量(質量%)を[Au]、Si含有量(質量%)を[Si]、sol.Al含有量(質量%)を[sol.Al]としたときに、以下の(1)式を満たし、残部がFeおよび不純物からなる化学組成を有し、圧延方向のB50をB50L、圧延方向とのなす角度が90°の方向のB50をB50C、圧延方向となす角度のうち小さい方の角度が45°となる2つの方向のB50のうち一方の方向のB50、他方の方向のB50を、それぞれ、B50D1、B50D2としたときに、以下の(2)式且つ(3)式を満たし、{100}<011>のX線ランダム強度比が5以上30未満であり、板厚が0.50mm以下であり、前記接着部は、接着剤を有し、積層方向において相互に隣り合う前記電磁鋼板の間に、複数の前記接着部を有し、前記積層方向から見て、前記複数の接着部は、各々第1の方向に延びており、前記複数の接着部は、相互に前記第1の方向と直交する第2の方向に間隔を有して並んで配置されており、前記第1の方向と前記電磁鋼板の圧延方向とがなす角度は、0°以上30°以下、または、60°以上90°以下であることを特徴とする。
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0% ・・・(1)
(B50D1+B50D2)/2>1.7T ・・・(2)
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2・・・(3)
The laminated core of the present invention is arranged in at least a part of the area between a plurality of electromagnetic steel plates stacked such that their plate surfaces face each other and the electromagnetic steel plates adjacent to each other in the lamination direction, and and an adhesive portion for bonding the steel plates together, and the electromagnetic steel plate has, in mass %, C: 0.0100% or less, Si: 1.50% to 4.00%, sol. Al: 0.0001% to 1.0%, S: 0.0100% or less, N: 0.0100% or less, one or more types selected from the group consisting of Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, and Au. : 2.50% to 5.00% in total, Sn: 0.000% to 0.400%, Sb: 0.000% to 0.400%, P: 0.000% to 0.400%, and One or more selected from the group consisting of Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd: 0.0000% to 0.0100% in total, Mn content (mass% ) is [Mn], Ni content (mass%) is [Ni], Co content (mass%) is [Co], Pt content (mass%) is [Pt], Pb content (mass%) is [Pb], Cu content (mass %) as [Cu], Au content (mass %) as [Au], Si content (mass %) as [Si], sol. The Al content (mass%) was determined by [sol. Al], it satisfies the following formula ( 1 ), has a chemical composition with the balance consisting of Fe and impurities, B50 in the rolling direction is B50L, and B50 in the direction where the angle with the rolling direction is 90° is B50C, when the B50 in one direction and the B50 in the other direction of the two directions where the smaller angle with the rolling direction is 45° are B50D1 and B50D2, respectively, the following ( 2 ) and ( 3 ) are satisfied, the X-ray random intensity ratio of {100}<011> is 5 or more and less than 30, the plate thickness is 0.50 mm or less, and the adhesive part is and a plurality of adhesive portions are provided between the electromagnetic steel plates that are adjacent to each other in the lamination direction, and each of the plurality of adhesive portions extends in a first direction when viewed from the lamination direction, The plurality of bonded portions are arranged in a line with intervals in a second direction perpendicular to the first direction, and the angle between the first direction and the rolling direction of the electrical steel sheet is is 0° or more and 30° or less, or 60° or more and 90° or less .
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0%...( 1 )
(B50D1+B50D2)/2>1.7T...( 2 )
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2...( 3 )
本発明の回転電機は、前記積層コアを有することを特徴とする。 A rotating electrical machine of the present invention is characterized by having the laminated core described above.
本発明によれば、積層コアの磁気特性を向上させることができる。 According to the present invention, the magnetic properties of the laminated core can be improved.
(積層コアに使用する電磁鋼板)
まず、後述する実施形態の積層コアに使用する電磁鋼板について説明する。
まず、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板およびその製造方法で用いられる鋼材の化学組成について説明する。以下の説明において、無方向性電磁鋼板または鋼材に含まれる各元素の含有量の単位である「%」は、特に断りがない限り「質量%」を意味する。積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板および鋼材は、フェライト-オーステナイト変態(以下、α-γ変態)が生じ得る化学組成であって、C:0.0100%以下、Si:1.50%~4.00%、sol.Al:0.0001%~1.0%、S:0.0100%以下、N:0.0100%以下、Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Auからなる群から選ばれる1種以上:総計で2.50%~5.00%、Sn:0.000%~0.400%、Sb:0.000%~0.400%、P:0.000%~0.400%、およびMg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn、およびCdからなる群から選ばれる1種以上:総計で0.0000%~0.0100%を含有し、残部がFeおよび不純物からなる化学組成を有する。更に、Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au、Siおよびsol.Alの含有量が後述する所定の条件を満たす。不純物としては、鉱石やスクラップ等の原材料に含まれるもの、製造工程において含まれるもの、が例示される。
(Electromagnetic steel sheet used for laminated core)
First, an electromagnetic steel sheet used for a laminated core in an embodiment to be described later will be described.
First, the chemical composition of the non-oriented electrical steel sheet, which is an example of the electrical steel sheet used in the laminated core, and the steel material used in the manufacturing method thereof will be explained. In the following description, "%", which is the unit of content of each element contained in a non-oriented electrical steel sheet or steel material, means "% by mass" unless otherwise specified. Non-oriented electrical steel sheets and steel materials, which are examples of electrical steel sheets used in laminated cores, have a chemical composition in which ferrite-austenite transformation (hereinafter referred to as α-γ transformation) can occur, C: 0.0100% or less, Si :1.50% to 4.00%, sol. Al: 0.0001% to 1.0%, S: 0.0100% or less, N: 0.0100% or less, one or more types selected from the group consisting of Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, and Au. : 2.50% to 5.00% in total, Sn: 0.000% to 0.400%, Sb: 0.000% to 0.400%, P: 0.000% to 0.400%, and One or more selected from the group consisting of Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd: Contains a total of 0.0000% to 0.0100%, with the remainder being Fe and impurities. It has a chemical composition consisting of: Furthermore, Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, Au, Si and sol. The content of Al satisfies a predetermined condition described below. Examples of impurities include those contained in raw materials such as ore and scrap, and those contained in manufacturing processes.
<<C:0.0100%以下>>
Cは、鉄損を高めたり、磁気時効を引き起こしたりする。従って、C含有量は低ければ低いほどよい。このような現象は、C含有量が0.0100%超で顕著である。このため、C含有量は0.0100%以下とする。C含有量の低減は、板面内の全方向における磁気特性の均一な向上にも寄与する。尚、C含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱炭処理のコストを踏まえ、0.0005%以上とすることが好ましい。
<<C: 0.0100% or less>>
C increases iron loss and causes magnetic aging. Therefore, the lower the C content, the better. Such a phenomenon is remarkable when the C content exceeds 0.0100%. Therefore, the C content is set to 0.0100% or less. Reducing the C content also contributes to uniform improvement of magnetic properties in all directions within the plate surface. The lower limit of the C content is not particularly limited, but it is preferably 0.0005% or more, taking into account the cost of decarburization during refining.
<<Si:1.50%~4.00%>>
Siは、電気抵抗を増大させて、渦電流損を減少させ、鉄損を低減したり、降伏比を増大させて、鉄心への打ち抜き加工性を向上したりする。Si含有量が1.50%未満では、これらの作用効果を十分に得られない。従って、Si含有量は1.50%以上とする。一方、Si含有量が4.00%超では、磁束密度が低下したり、硬度の過度な上昇により打ち抜き加工性が低下したり、冷間圧延が困難になったりする。従って、Si含有量は4.00%以下とする。
<<Si: 1.50% to 4.00%>>
Si increases electrical resistance, reduces eddy current loss, reduces iron loss, increases yield ratio, and improves punching workability into an iron core. If the Si content is less than 1.50%, these effects cannot be sufficiently obtained. Therefore, the Si content is set to 1.50% or more. On the other hand, if the Si content exceeds 4.00%, the magnetic flux density decreases, the punching workability decreases due to an excessive increase in hardness, and cold rolling becomes difficult. Therefore, the Si content is set to 4.00% or less.
<<sol.Al:0.0001%~1.0%>>
sol.Alは、電気抵抗を増大させて、渦電流損を減少させ、鉄損を低減する。sol.Alは、飽和磁束密度に対する磁束密度B50の相対的な大きさの向上にも寄与する。ここで、磁束密度B50とは、5000A/mの磁場における磁束密度である。sol.Al含有量が0.0001%未満では、これらの作用効果を十分に得られない。また、Alには製鋼での脱硫促進効果もある。従って、sol.Al含有量は0.0001%以上とする。一方、sol.Al含有量が1.0%超では、磁束密度が低下したり、降伏比を低下させて、打ち抜き加工性を低下させたりする。従って、sol.Al含有量は1.0%以下とする。
<<sol. Al: 0.0001%~1.0%>>
sol. Al increases electrical resistance, reduces eddy current loss, and reduces iron loss. sol. Al also contributes to increasing the relative magnitude of the magnetic flux density B50 to the saturation magnetic flux density. Here, the magnetic flux density B50 is the magnetic flux density in a magnetic field of 5000 A/m. sol. If the Al content is less than 0.0001%, these effects cannot be sufficiently obtained. Furthermore, Al also has the effect of promoting desulfurization in steel manufacturing. Therefore, sol. Al content shall be 0.0001% or more. On the other hand, sol. If the Al content exceeds 1.0%, the magnetic flux density decreases, the yield ratio decreases, and the punching workability decreases. Therefore, sol. Al content shall be 1.0% or less.
<<S:0.0100%以下>>
Sは、必須元素ではなく、例えば鋼中に不純物として含有される。Sは、微細なMnSの析出により、焼鈍における再結晶および結晶粒の成長を阻害する。従って、S含有量は低ければ低いほどよい。このような再結晶および結晶粒成長の阻害による鉄損の増加および磁束密度の低下は、S含有量が0.0100%超で顕著である。このため、S含有量は0.0100%以下とする。尚、S含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱硫処理のコストを踏まえ、0.0003%以上とすることが好ましい。
<<S: 0.0100% or less>>
S is not an essential element and is contained, for example, as an impurity in steel. S inhibits recrystallization and crystal grain growth during annealing due to fine MnS precipitation. Therefore, the lower the S content, the better. The increase in core loss and decrease in magnetic flux density due to such inhibition of recrystallization and grain growth are significant when the S content exceeds 0.0100%. Therefore, the S content is set to 0.0100% or less. Although the lower limit of the S content is not particularly limited, it is preferably 0.0003% or more in consideration of the cost of desulfurization treatment during refining.
<<N:0.0100%以下>>
NはCと同様に、磁気特性を劣化させるので、N含有量は低ければ低いほどよい。したがって、N含有量は0.0100%以下とする。尚、N含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱窒処理のコストを踏まえ、0.0010%以上とすることが好ましい。
<<N: 0.0100% or less>>
Like C, N deteriorates magnetic properties, so the lower the N content, the better. Therefore, the N content is set to 0.0100% or less. Note that the lower limit of the N content is not particularly limited, but it is preferably 0.0010% or more, taking into consideration the cost of denitrification treatment during refining.
<<Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Auからなる群から選ばれる1種以上:総計で2.50%~5.00%>>
これらの元素は、α-γ変態を生じさせるために必要な元素であることから、これらの元素の少なくとも1種を総計で2.50%以上含有させる必要がある。一方で、総計で5.00%を超えると、コスト高となり、磁束密度が低下する場合もある。したがって、これらの元素の少なくとも1種を総計で5.00%以下とする。
<<One or more selected from the group consisting of Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, and Au: 2.50% to 5.00% in total>>
Since these elements are necessary for causing α-γ transformation, it is necessary to contain at least one of these elements in a total amount of 2.50% or more. On the other hand, if the total amount exceeds 5.00%, the cost may increase and the magnetic flux density may decrease. Therefore, the total content of at least one of these elements is 5.00% or less.
また、α-γ変態が生じ得る条件として、更に以下の条件を満たしているものとする。つまり、Mn含有量(質量%)を[Mn]、Ni含有量(質量%)を[Ni]、Co含有量(質量%)を[Co]、Pt含有量(質量%)を[Pt]、Pb含有量(質量%)を[Pb]、Cu含有量(質量%)を[Cu]、Au含有量(質量%)を[Au]、Si含有量(質量%)を[Si]、sol.Al含有量(質量%)を[sol.Al]としたときに、質量%で、以下の(1)式を満たすことが好ましい。
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0% ・・・(1)
In addition, the following conditions are further assumed to be satisfied as conditions under which α-γ transformation can occur. In other words, Mn content (mass%) is [Mn], Ni content (mass%) is [Ni], Co content (mass%) is [Co], Pt content (mass%) is [Pt], Pb content (mass%) is [Pb], Cu content (mass%) is [Cu], Au content (mass%) is [Au], Si content (mass%) is [Si], sol. The Al content (mass%) was determined by [sol. Al], it is preferable that the following formula (1) is satisfied in terms of mass %.
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0%...(1)
前述の(1)式を満たさない場合には、α-γ変態が生じないため、磁束密度が低くなる。 If the above-mentioned formula (1) is not satisfied, the α-γ transformation does not occur and the magnetic flux density becomes low.
<<Sn:0.000%~0.400%、Sb:0.000%~0.400%、P:0.000%~0.400%>>
SnやSbは冷間圧延、再結晶後の集合組織を改善して、その磁束密度を向上させる。そのため、これらの元素を必要に応じて含有させてもよいが、過剰に含まれると鋼を脆化させる。したがって、Sn含有量、Sb含有量はいずれも0.400%以下とする。また、Pは再結晶後の鋼板の硬度を確保するために含有させてもよいが、過剰に含まれると鋼の脆化を招く。したがって、P含有量は0.400%以下とする。以上のように磁気特性等のさらなる効果を付与する場合には、0.020%~0.400%のSn、0.020%~0.400%のSb、および0.020%~0.400%のPからなる群から選ばれる1種以上を含有することが好ましい。
<<Sn: 0.000% to 0.400%, Sb: 0.000% to 0.400%, P: 0.000% to 0.400%>>
Sn and Sb improve the texture after cold rolling and recrystallization, and improve the magnetic flux density. Therefore, although these elements may be contained as necessary, if they are contained in excess, the steel becomes brittle. Therefore, the Sn content and the Sb content are both 0.400% or less. Further, P may be included in order to ensure the hardness of the steel sheet after recrystallization, but if it is included in excess, it will cause embrittlement of the steel. Therefore, the P content is set to 0.400% or less. When providing additional effects such as magnetic properties as described above, 0.020% to 0.400% Sn, 0.020% to 0.400% Sb, and 0.020% to 0.400% % of P is preferably contained.
<<Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn、およびCdからなる群から選ばれる1種以上:総計で0.0000%~0.0100%>>
Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、ZnおよびCdは、溶鋼の鋳造時に溶鋼中のSと反応して硫化物若しくは酸硫化物またはこれらの両方の析出物を生成する。以下、Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、ZnおよびCdを総称して「粗大析出物生成元素」ということがある。粗大析出物生成元素の析出物の粒径は1μm~2μm程度であり、MnS、TiN、AlN等の微細析出物の粒径(100nm程度)よりはるかに大きい。このため、これら微細析出物は粗大析出物生成元素の析出物に付着し、中間焼鈍における再結晶および結晶粒の成長を阻害しにくくなる。これらの作用効果を十分に得るためには、これらの元素の総計が0.0005%以上であることが好ましい。但し、これらの元素の総計が0.0100%を超えると、硫化物若しくは酸硫化物またはこれらの両方の総量が過剰となり、中間焼鈍における再結晶および結晶粒の成長が阻害される。従って、粗大析出物生成元素の含有量は総計で0.0100%以下とする。
<<One or more selected from the group consisting of Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd: 0.0000% to 0.0100% in total>>
Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd react with S in the molten steel during casting of the molten steel to produce precipitates of sulfides, oxysulfides, or both of these. Hereinafter, Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd may be collectively referred to as "coarse precipitate-forming elements." The particle size of the precipitates of coarse precipitate-forming elements is about 1 μm to 2 μm, which is much larger than the particle size (about 100 nm) of fine precipitates such as MnS, TiN, AlN, etc. Therefore, these fine precipitates adhere to the precipitates of the coarse precipitate-forming elements, making it difficult to inhibit recrystallization and crystal grain growth during intermediate annealing. In order to fully obtain these effects, it is preferable that the total content of these elements is 0.0005% or more. However, when the total amount of these elements exceeds 0.0100%, the total amount of sulfides, oxysulfides, or both becomes excessive, and recrystallization and crystal grain growth during intermediate annealing are inhibited. Therefore, the total content of coarse precipitate-forming elements is set to 0.0100% or less.
<<集合組織>>
次に、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の集合組織について説明する。製造方法の詳細については後述するが、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板はα-γ変態が生じ得る化学組成であり、熱間圧延での仕上げ圧延終了直後の急冷によって組織を微細化することによって{100}結晶粒が成長した組織となる。これにより、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板は{100}<011>方位の集積強度が5~30となり、圧延方向に対して45°方向の磁束密度B50が特に高くなる。このように特定の方向で磁束密度が高くなるが、全体的に全方向平均で高い磁束密度が得られる。{100}<011>方位の集積強度が5未満になると、磁束密度を低下させる{111}<112>方位の集積強度が高くなり、全体的に磁束密度が低下してしまう。また、{100}<011>方位の集積強度が30を超える製造方法は前述のように熱間圧延板を厚くする必要があり、製造が困難という課題がある。
<<Collective organization>>
Next, the texture of a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for the laminated core, will be explained. The details of the manufacturing method will be described later, but the non-oriented electrical steel sheet, which is an example of the electrical steel sheet used for the laminated core, has a chemical composition that allows α-γ transformation to occur, so it is necessary to rapidly cool it immediately after finishing hot rolling. By refining the structure, a structure in which {100} crystal grains have grown is obtained. As a result, the non-oriented electrical steel sheet, which is an example of the electrical steel sheet used for the laminated core, has an integrated strength of 5 to 30 in the {100}<011> direction, and the magnetic flux density B50 in the 45° direction with respect to the rolling direction is particularly high. It gets expensive. In this way, although the magnetic flux density becomes high in a specific direction, a high magnetic flux density is obtained overall in all directions on average. When the integrated strength of the {100}<011> direction becomes less than 5, the integrated strength of the {111}<112> direction, which lowers the magnetic flux density, becomes high, and the magnetic flux density decreases as a whole. Further, a manufacturing method in which the integrated strength in the {100}<011> orientation exceeds 30 requires thickening of the hot rolled plate as described above, and there is a problem that manufacturing is difficult.
{100}<011>方位の集積強度は、X線回折法または電子線後方散乱回折(electron backscatter diffraction:EBSD)法により測定することができる。X線および電子線の試料からの反射角等が結晶方位毎に異なるため、ランダム方位試料を基準にしてこの反射強度等で結晶方位強度を求めることができる。積層コアに使用する電磁鋼板の一例として好適な無方向性電磁鋼板の{100}<011>方位の集積強度は、X線ランダム強度比で5~30となる。このとき、EBSDにより結晶方位を測定し、X線ランダム強度比に換算した値を用いても良い。 The integrated intensity in the {100}<011> direction can be measured by an X-ray diffraction method or an electron backscatter diffraction (EBSD) method. Since the reflection angle of X-rays and electron beams from the sample differs depending on the crystal orientation, the crystal orientation strength can be determined from the reflection intensity and the like using a randomly oriented sample as a reference. The integrated strength in the {100}<011> direction of a non-oriented electromagnetic steel sheet suitable as an example of an electromagnetic steel sheet used in the laminated core is 5 to 30 in X-ray random intensity ratio. At this time, the crystal orientation may be measured by EBSD and a value converted to an X-ray random intensity ratio may be used.
<<厚さ>>
次に、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の厚さについて説明する。積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の厚さは、0.50mm以下である。厚さが0.50mm超であると、優れた高周波鉄損を得ることができない。従って、厚さは0.50mm以下とする。
<<Thickness>>
Next, the thickness of a non-oriented electromagnetic steel sheet, which is an example of an electromagnetic steel sheet used for the laminated core, will be explained. The thickness of a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for the laminated core, is 0.50 mm or less. If the thickness exceeds 0.50 mm, excellent high frequency iron loss cannot be obtained. Therefore, the thickness should be 0.50 mm or less.
<<磁気特性>>
次に、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の磁気特性について説明する。磁気特性を調べる際には、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の磁束密度であるB50の値を測定する。製造された無方向性電磁鋼板において、その圧延方向の一方と他方とは区別できない。そのため本実施形態では、圧延方向とはその一方および他方の双方向をいう。圧延方向におけるB50(T)の値をB50L、圧延方向から45°傾いた方向におけるB50(T)の値をB50D1、圧延方向から90°傾いた方向におけるB50(T)の値をB50C、圧延方向から135°傾いた方向におけるB50(T)の値をB50D2とすると、B50D1およびB50D2が最も高く、B50L+B50Cが最も低いという磁束密度の異方性がみられる。尚、(T)は、磁束密度の単位(テスラ)を指す。
<<Magnetic properties>>
Next, the magnetic properties of a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for the laminated core, will be explained. When examining the magnetic properties, the value of B50, which is the magnetic flux density of a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for the laminated core, is measured. In the produced non-oriented electrical steel sheet, one rolling direction cannot be distinguished from the other. Therefore, in this embodiment, the rolling direction refers to both directions. The value of B50 (T) in the rolling direction is B50L, the value of B50 (T) in the direction inclined at 45 degrees from the rolling direction is B50D1, the value of B50 (T) in the direction inclined at 90 degrees from the rolling direction is B50C, the rolling direction When the value of B50(T) in a direction tilted by 135 degrees from 1 is B50D2, there is anisotropy in magnetic flux density such that B50D1 and B50D2 are the highest and B50L+B50C is the lowest. Note that (T) refers to the unit of magnetic flux density (Tesla).
ここで、例えば時計回り(反時計回りでもよい)の方向を正の方向とした磁束密度の全方位(0°~360°)分布を考えた場合、圧延方向を0°(一方向)および180°(他方向)とすると、B50D1は45°および225°のB50値、B50D2は135°および315°のB50値となる。同様に、B50Lは0°および180°のB50値、B50Cは90°および270°のB50値となる。45°のB50値と225°のB50値とは厳密に一致し、135°のB50値と315°のB50値とは厳密に一致する。しかしながら、B50D1とB50D2とは、実際の製造に際して磁気特性を同じにすることが容易でない場合があることから、厳密には一致しない場合がある。同様に、0°のB50値と180°のB50値とは厳密に一致し、90°のB50値と270°のB50値とは厳密に一致する一方で、B50LとB50Cとは厳密には一致しない場合がある。積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板では、B50D1およびB50D2の平均値と、B50LとB50Cの平均値とを用いて、以下の(2)式且つ(3)式を満たす。
(B50D1+B50D2)/2>1.7T ・・・(2)
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2・・・(3)
Here, for example, when considering the omnidirectional (0° to 360°) distribution of magnetic flux density with the clockwise (or counterclockwise) direction as the positive direction, the rolling direction is 0° (unidirectional) and 180°. degree (other direction), B50D1 has B50 values of 45° and 225°, and B50D2 has B50 values of 135° and 315°. Similarly, B50L has B50 values of 0° and 180°, and B50C has B50 values of 90° and 270°. The B50 value at 45° and the B50 value at 225° exactly match, and the B50 value at 135° and the B50 value at 315° match exactly. However, B50D1 and B50D2 may not match exactly because it may not be easy to make them have the same magnetic properties during actual manufacturing. Similarly, the B50 value at 0° and the B50 value at 180° are exactly the same, the B50 value at 90° and the B50 value at 270° are exactly the same, and the B50L and B50C are exactly the same. It may not. A non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for a laminated core, satisfies the following equations (2) and (3) using the average value of B50D1 and B50D2 and the average value of B50L and B50C. .
(B50D1+B50D2)/2>1.7T...(2)
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2...(3)
このように、磁束密度を測定すると、(2)式のようにB50D1およびB50D2の平均値が1.7T以上となると共に、(3)式のように磁束密度の高い異方性が確認される。 In this way, when measuring the magnetic flux density, the average value of B50D1 and B50D2 is 1.7T or more as shown in equation (2), and high anisotropy of magnetic flux density is confirmed as shown in equation (3). .
更に、(1)式を満たすことに加え、以下の(4)式のように、(3)式よりも磁束密度の異方性が高いことが好ましい。
(B50D1+B50D2)/2>1.1×(B50L+B50C)/2・・・(4)
更に、以下の(5)式のように、磁束密度の異方性がより高いことが好ましい。
(B50D1+B50D2)/2>1.2×(B50L+B50C)/2・・・(5)
Furthermore, in addition to satisfying formula (1), it is preferable that the anisotropy of the magnetic flux density is higher than formula (3), as in formula (4) below.
(B50D1+B50D2)/2>1.1×(B50L+B50C)/2...(4)
Furthermore, it is preferable that the anisotropy of the magnetic flux density is higher, as shown in the following equation (5).
(B50D1+B50D2)/2>1.2×(B50L+B50C)/2...(5)
尚、前記の45°は、理論的な値であり、実際の製造に際しては45°に一致させることが容易でない場合があることから、厳密には45°に一致していないものも含むものとする。このことは、当該0°,90°,135°,180°,225°,270°,315°についても同様である。 Note that the above-mentioned 45° is a theoretical value, and it may not be easy to match it to 45° in actual manufacturing, so it includes cases that do not strictly match 45°. This also applies to the angles of 0°, 90°, 135°, 180°, 225°, 270°, and 315°.
磁束密度の測定は、圧延方向に対して45°、0°方向等から55mm角の試料を切り出し,単板磁気測定装置を用いて行うことができる。 The magnetic flux density can be measured by cutting out a 55 mm square sample from a direction of 45°, 0°, etc. with respect to the rolling direction, and using a single plate magnetic measuring device.
<<製造方法>>
次に、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板の製造方法の一例について説明する。積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板を製造する際には、例えば、熱間圧延、冷間圧延(第1の冷間圧延)、中間焼鈍(第1の焼鈍)、スキンパス圧延(第2の冷間圧延)、仕上焼鈍(第3の焼鈍)、歪取焼鈍(第2の焼鈍)等が行われる。
<<Manufacturing method>>
Next, an example of a method for manufacturing a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for a laminated core, will be described. When manufacturing a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for a laminated core, for example, hot rolling, cold rolling (first cold rolling), intermediate annealing (first annealing), Skin pass rolling (second cold rolling), finish annealing (third annealing), strain relief annealing (second annealing), etc. are performed.
まず、前述した鋼材を加熱し、熱間圧延を施す。鋼材は、例えば通常の連続鋳造によって製造されるスラブである。熱間圧延の粗圧延および仕上げ圧延はγ域(Ar1以上)の温度で行う。つまり、仕上げ圧延の仕上温度がAr1以上となるように熱間圧延を行う。これにより、その後の冷却によってオーステナイトからフェライトへ変態することにより組織は微細化する。微細化された状態でその後冷間圧延を施すと、張出再結晶(以下、バルジング)が発生しやすく、通常は成長しにくい{100}結晶粒を成長させやすくすることができる。 First, the steel material described above is heated and hot rolled. The steel material is, for example, a slab manufactured by normal continuous casting. Rough rolling and finish rolling of hot rolling are performed at a temperature in the γ range (Ar1 or higher). That is, hot rolling is performed so that the finishing temperature of finish rolling becomes Ar1 or higher. As a result, the structure becomes finer by transforming from austenite to ferrite through subsequent cooling. If cold rolling is then performed in the refined state, overhang recrystallization (hereinafter referred to as bulging) is likely to occur, and {100} crystal grains, which are normally difficult to grow, can be made to grow easily.
また、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板を製造する際には、更に仕上げ圧延の最終パスを通過する際の温度(仕上温度)をAr1以上とする。オーステナイトからフェライトへ変態することによって結晶組織を微細化するようにしている。このように結晶組織を微細化させることによって、その後の冷間圧延、中間焼鈍を経てバルジングを発生させやすくすることができる。 Further, when manufacturing a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for a laminated core, the temperature (finishing temperature) when passing through the final pass of finish rolling is set to Ar1 or higher. The crystal structure is refined by transforming from austenite to ferrite. By refining the crystal structure in this manner, bulging can be easily generated through subsequent cold rolling and intermediate annealing.
その後、熱間圧延板焼鈍は行わずに巻き取り、酸洗を経て、熱間圧延鋼板に対して冷間圧延を行う。冷間圧延では圧下率を80%~92%とすることが好ましい。圧下率が80%未満ではバルジングが発生しにくくなり、圧下率が92%超ではその後のバルジングによって{100}結晶粒が成長しやすくなるが、熱間圧延鋼板を厚くしないといけなく、熱間圧延の巻取りが困難になり、操業が困難になりやすくなる。 Thereafter, the hot-rolled steel plate is wound up without being annealed, pickled, and then cold-rolled to the hot-rolled steel plate. In cold rolling, the reduction ratio is preferably 80% to 92%. When the rolling reduction is less than 80%, bulging is less likely to occur, and when the rolling reduction is over 92%, {100} grains tend to grow due to subsequent bulging. It becomes difficult to wind up the rolling material, and the operation becomes difficult.
冷間圧延が終了すると、続いて中間焼鈍を行う。積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板を製造する際には、オーステナイトへ変態しない温度で中間焼鈍を行う。つまり、中間焼鈍の温度をAc1未満とすることが好ましい。このように中間焼鈍を行うことによってバルジングが生じ、{100}結晶粒が成長しやすくなる。また、中間焼鈍の時間は、5秒間~60秒間とすることが好ましい。 After the cold rolling is completed, intermediate annealing is subsequently performed. When manufacturing a non-oriented electrical steel sheet, which is an example of an electrical steel sheet used for a laminated core, intermediate annealing is performed at a temperature that does not transform into austenite. That is, it is preferable that the temperature of intermediate annealing be less than Ac1. By performing intermediate annealing in this manner, bulging occurs and {100} crystal grains tend to grow. Further, the time for intermediate annealing is preferably 5 seconds to 60 seconds.
中間焼鈍が終了すると、次にスキンパス圧延を行う。前述したようにバルジングが発生した状態でスキンパス圧延、焼鈍を行うと、バルジングが発生した部分を起点に{100}結晶粒が更に成長する。これはスキンパス圧延により、{100}<011>結晶粒には歪がたまりにくく、{111}<112>結晶粒には歪がたまりやすい性質があり、その後の焼鈍で歪の少ない{100}<011>結晶粒が歪の差を駆動力に{111}<112>結晶粒を蚕食するためである。歪差を駆動力にして発生するこの蚕食現象は歪誘起粒界移動(以下、SIBM)と呼ばれる。スキンパス圧延の圧下率は5%~25%とすることが好ましい。圧下率が5%未満では歪量が少なすぎるため、この後の焼鈍で歪誘起粒界移動(以下、SIBM)が起きなくなり、{100}<011>結晶粒は大きくならない。一方、圧下率が25%超では歪量が多くなり過ぎ、{111}<112>結晶粒の中から新しい結晶粒が生まれる再結晶核生成(以下Nucleation)が発生する。このNucleationでは殆どの生まれてくる粒が{111}<112>結晶粒のため、磁気特性が悪くなる。 After the intermediate annealing is completed, skin pass rolling is performed next. As described above, when skin pass rolling and annealing are performed in a state where bulging has occurred, {100} crystal grains further grow starting from the portion where bulging has occurred. This is due to skin pass rolling, where {100}<011> crystal grains are less likely to accumulate strain, while {111}<112> crystal grains are prone to strain, and subsequent annealing results in less strain. This is because the {111}<112> crystal grains are eaten away by the difference in strain used by the 011> crystal grains as a driving force. This grain erosion phenomenon, which occurs using the strain difference as a driving force, is called strain-induced grain boundary migration (hereinafter referred to as SIBM). The rolling reduction ratio of skin pass rolling is preferably 5% to 25%. If the rolling reduction is less than 5%, the amount of strain is too small, so strain-induced grain boundary migration (hereinafter referred to as SIBM) does not occur in subsequent annealing, and {100}<011> crystal grains do not become large. On the other hand, when the rolling reduction rate exceeds 25%, the amount of strain becomes too large, and recrystallization nucleation (hereinafter referred to as nucleation) in which new crystal grains are generated from among the {111}<112> crystal grains occurs. In this nucleation, most of the grains produced are {111}<112> crystal grains, resulting in poor magnetic properties.
スキンパス圧延を施した後、歪を開放して加工性を向上させるために仕上げ焼鈍を行う。仕上げ焼鈍も同様にオーステナイトへ変態しない温度とし、仕上げ焼鈍の温度をAc1未満とする。このように仕上げ焼鈍を行うことによって、{100}<011>結晶粒が{111}<112>結晶粒を蚕食し、磁気特性を向上させることができる。また、仕上げ焼鈍時に600℃~Ac1となる時間を1200秒以内とする。この焼鈍時間が短すぎるとスキンパスで入れた歪がほとんど残り、複雑な形状を打ち抜くときに反りが発生する。一方、焼鈍時間が長すぎると結晶粒が粗大になり過ぎ、打ち抜き時にダレが大きくなり、打ち抜き精度が出なくなる。 After skin pass rolling, finish annealing is performed to release strain and improve workability. Similarly, the final annealing temperature is set to a temperature that does not transform to austenite, and the final annealing temperature is lower than Ac1. By performing final annealing in this manner, the {100}<011> crystal grains attack the {111}<112> crystal grains, thereby improving the magnetic properties. Furthermore, the time required for the temperature to reach Ac1 from 600°C during final annealing is set to within 1200 seconds. If this annealing time is too short, most of the strain introduced by the skin pass will remain, causing warping when punching out a complex shape. On the other hand, if the annealing time is too long, the crystal grains will become too coarse, leading to large sagging during punching and resulting in poor punching accuracy.
仕上焼鈍が終了すると、所望の鉄鋼部材とすべく、無方向性電磁鋼板の成形加工等が行われる。そして、無方向性電磁鋼板からなる鉄鋼部材に成形加工等(例えば打ち抜き)により生じた歪等を除去すべく、鉄鋼部材に歪取焼鈍を施す。本実施形態では、Ac1よりも下で、SIBMが発生し、結晶粒径も粗大に出来るようにするため、歪取焼鈍の温度を例えば800℃程度とし、歪取焼鈍の時間を2時間程度とする。 When the final annealing is completed, the non-oriented electrical steel sheet is subjected to forming processing and the like in order to obtain the desired steel member. Then, the steel member made of a non-oriented electromagnetic steel sheet is subjected to strain relief annealing in order to remove distortion caused by forming or the like (for example, punching). In this embodiment, the temperature of strain relief annealing is set to about 800°C, and the time of strain relief annealing is set to about 2 hours, in order to generate SIBM and make the crystal grain size coarser below Ac1. do.
積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板(鉄鋼部材)では、前述の製造方法のうち、主に熱間圧延工程においてAr1以上で仕上げ圧延をすることにより、前記(2)式の高いB50および前記(3)式の優れた異方性が得られる。更に、冷間圧延工程において、圧下率を85%程度にすることで前記(4)式、スキンパス圧延工程において圧下率を10%程度にすることで前記(5)式のより優れた異方性が得られる。 Non-oriented electrical steel sheets (steel members), which are an example of electrical steel sheets used for laminated cores, are manufactured using the above-mentioned method ( 2 ), mainly by finishing rolling at Ar1 or higher in the hot rolling process. A high B50 of the formula and excellent anisotropy of the formula ( 3 ) can be obtained. Furthermore, in the cold rolling process, by setting the rolling reduction to about 85%, the above equation ( 4 ) can be obtained, and by setting the rolling reduction to about 10% in the skin pass rolling process, the above-mentioned equation ( 5 ) can be improved. is obtained.
以上のように積層コアに使用する電磁鋼板の一例として、無方向性電磁鋼板からなる鉄鋼部材を製造することができる。 As described above, a steel member made of a non-oriented electromagnetic steel sheet can be manufactured as an example of an electromagnetic steel sheet used for a laminated core.
次に、積層コアに使用する電磁鋼板の一例である無方向性電磁鋼板について、実施例を示しながら具体的に説明する。以下に示す実施例は、無方向性電磁鋼板のあくまでも一例にすぎず、無方向性電磁鋼板が下記の例に限定されるものではない。 Next, a non-oriented electromagnetic steel sheet, which is an example of an electromagnetic steel sheet used for the laminated core, will be specifically described with reference to examples. The examples shown below are merely examples of non-oriented electrical steel sheets, and the non-oriented electrical steel sheets are not limited to the following examples.
<<第1の実施例>>
溶鋼を鋳造することにより、以下の表1に示す成分のインゴットを作製した。ここで、式左辺とは、前述の(1)式の左辺の値を表している。その後、作製したインゴットを1150℃まで加熱して熱間圧延を行い、板厚が2.5mmになるように圧延した。そして、仕上げ圧延終了後に水冷し熱間圧延鋼板を巻き取った。この時の仕上げ圧延の最終パスの段階での温度(仕上温度)は830℃であり、すべてAr1より大きい温度だった。尚、γ-α変態が起こらないNo.108については、仕上温度を850℃とした。
<<First example>>
Ingots having the components shown in Table 1 below were produced by casting molten steel. Here, the left side of the equation represents the value on the left side of the above-mentioned equation (1). Thereafter, the produced ingot was heated to 1150° C. and hot rolled to a thickness of 2.5 mm. After completion of finish rolling, the hot rolled steel plate was cooled with water and wound up. The temperature at the stage of the final pass of finish rolling (finishing temperature) at this time was 830°C, which was all higher than Ar1. Incidentally, No. 3, in which γ-α transformation does not occur. Regarding No. 108, the finishing temperature was 850°C.
次に、熱間圧延鋼板において酸洗によりスケールを除去し、狙いの板厚の1.1倍の板厚(0.055~0.550mm)になるまで冷間圧延を行った。そして、無酸化雰囲気中で700℃で30秒の中間焼鈍を行った。次いで、狙いの板厚(0.05~0.50mm)になるまで2回目の冷間圧延(スキンパス圧延)を行った。ただし、{100}<011>強度を制御するため、No.110~112は冷間圧延の圧下率を80%~92%、2回目の冷間圧延(スキンパス圧延)の圧下率を5~25%の範囲で変化させた。また、No.113は熱間圧延板の厚みを7mmにし、冷延圧下率を95%にして、スキンパス圧延は実施しなかった。 Next, scale was removed from the hot rolled steel plate by pickling, and cold rolling was performed until the plate thickness became 1.1 times the target thickness (0.055 to 0.550 mm). Then, intermediate annealing was performed at 700° C. for 30 seconds in a non-oxidizing atmosphere. Next, a second cold rolling (skin pass rolling) was performed until the target thickness (0.05 to 0.50 mm) was achieved. However, in order to control the {100}<011> intensity, No. For Nos. 110 to 112, the rolling reduction ratio in cold rolling was varied from 80% to 92%, and the rolling reduction ratio in the second cold rolling (skin pass rolling) was varied in the range from 5 to 25%. Also, No. In No. 113, the thickness of the hot rolled plate was 7 mm, the cold rolling reduction was 95%, and no skin pass rolling was performed.
次に、磁気特性を調べるために2回目の冷間圧延(スキンパス圧延)の後に800℃で30秒の仕上げ焼鈍を行い、55mm角の試料を剪断加工で作成した後、800℃で2時間の歪取焼鈍を行い、磁束密度B50を測定した。測定試料は55mm角の試料を圧延方向に0°と45°の2種類の方向に採取した。そして、この2種類の試料を測定し、圧延方向に対して0°、45°、90°、135°の磁束密度B50をそれぞれB50L、B50D1、B50C、B50D2とした。 Next, in order to investigate the magnetic properties, after the second cold rolling (skin pass rolling), final annealing was performed at 800°C for 30 seconds, and a 55 mm square sample was prepared by shear processing, and then it was heated at 800°C for 2 hours. Strain relief annealing was performed and the magnetic flux density B50 was measured. The measurement samples were 55 mm square samples taken in two directions: 0° and 45° in the rolling direction. Then, these two types of samples were measured, and the magnetic flux densities B50 at 0°, 45°, 90°, and 135° with respect to the rolling direction were defined as B50L, B50D1, B50C, and B50D2, respectively.
表1中の下線は、本発明の範囲から外れた条件を示している。発明例であるNo.101~No.107、No.109~No.111、No.114~No.116は、いずれも45°方向および全周平均共に磁束密度B50は良好な値であった。一方、比較例であるNo.108はSi濃度が高く、式左辺の値が0以下であり、α-γ変態しない組成であったことから、磁気密度B50はいずれも低かった。比較例であるNo.112は、スキンパス圧延率を低くしたため、{100}<011>強度を5未満であり、磁束密度B50がいずれも低かった。比較例であるNo.113は{100}<011>強度が30以上となり、本発明から外れている。No.113は熱間圧延板の厚みが7mmもあったため、操業しづらいという難点があった。 The underlines in Table 1 indicate conditions outside the scope of the present invention. Invention example No. 101~No. 107, No. 109~No. 111, No. 114~No. No. 116 had good magnetic flux density B50 values both in the 45° direction and on the average around the entire circumference. On the other hand, the comparative example No. In No. 108, the Si concentration was high, the value on the left side of the equation was 0 or less, and the composition did not undergo α-γ transformation, so the magnetic density B50 was low in all cases. Comparative example No. In No. 112, the skin pass rolling rate was lowered, so the {100}<011> strength was less than 5, and the magnetic flux density B50 was low. Comparative example No. 113 has a {100}<011> intensity of 30 or more and is outside the scope of the present invention. No. 113 had the disadvantage of being difficult to operate because the hot-rolled plate was 7 mm thick.
<<第2の実施例>>
溶鋼を鋳造することにより、以下の表2に示す成分のインゴットを作製した。その後、作製したインゴットを1150℃まで加熱して熱間圧延を行い、板厚が2.5mmになるように圧延した。そして、仕上げ圧延終了後に水冷し熱間圧延鋼板を巻き取った。この時の仕上げ圧延の最終パスの段階での仕上温度は830℃であり、すべてAr1より大きい温度だった。
<<Second example>>
Ingots having the components shown in Table 2 below were produced by casting molten steel. Thereafter, the produced ingot was heated to 1150° C. and hot rolled to a thickness of 2.5 mm. After completion of finish rolling, the hot rolled steel plate was cooled with water and wound up. The finishing temperature at the stage of the final pass of finish rolling at this time was 830°C, which was all higher than Ar1.
次に、熱間圧延鋼板において酸洗によりスケールを除去し、板厚が0.385mmになるまで冷間圧延を行った。そして、無酸化雰囲気中で中間焼鈍を行い、再結晶率が85%となるように中間焼鈍の温度を制御した。次いで、板厚が0.35mmになるまで2回目の冷間圧延(スキンパス圧延)を行った。 Next, scale was removed from the hot rolled steel plate by pickling, and cold rolling was performed until the plate thickness became 0.385 mm. Then, intermediate annealing was performed in a non-oxidizing atmosphere, and the temperature of the intermediate annealing was controlled so that the recrystallization rate was 85%. Next, a second cold rolling (skin pass rolling) was performed until the plate thickness became 0.35 mm.
次に、磁気特性を調べるために2回目の冷間圧延(スキンパス圧延)の後に800℃で30秒の仕上げ焼鈍を行い、55mm角の試料を剪断加工で作成した後、800℃で2時間の歪取焼鈍を行い、磁束密度B50と鉄損W10/400を測定した。磁束密度B50に関しては第1の実施例と同様の手順で測定した。一方で鉄損W10/400は、最大磁束密度が1.0Tになるように400Hzの交流磁場をかけた時に試料に生じるエネルギーロス(W/kg)として測定した。鉄損は圧延方向に対して0°、45°、90°、135°に測定した結果の平均値とした。 Next, in order to investigate the magnetic properties, after the second cold rolling (skin pass rolling), final annealing was performed at 800°C for 30 seconds, and a 55 mm square sample was prepared by shear processing, and then it was heated at 800°C for 2 hours. Strain relief annealing was performed, and magnetic flux density B50 and iron loss W10/400 were measured. The magnetic flux density B50 was measured using the same procedure as in the first example. On the other hand, iron loss W10/400 was measured as the energy loss (W/kg) generated in the sample when a 400 Hz alternating magnetic field was applied so that the maximum magnetic flux density was 1.0 T. The iron loss was the average value of the results measured at 0°, 45°, 90°, and 135° with respect to the rolling direction.
No.201~No.214は全て発明例であり、いずれも磁気特性が良好であった。特に、No.202~No.204はNo.201、No.205~No.214よりも磁束密度B50が高く、No.205~No.214はNo.201~No.204よりも鉄損W10/400が低かった。 No. 201~No. No. 214 were all invention examples, and all had good magnetic properties. In particular, No. 202~No. 204 is No. 201, No. 205~No. The magnetic flux density B50 is higher than that of No. 214. 205~No. 214 is No. 201~No. Iron loss W10/400 was lower than 204.
(積層コア)
本発明者らは、かかる無方向性電磁鋼板の特性を有効に活用できるように、接着剤を用いて積層コアを構成することを検討し、以下に説明する実施形態を見出した。
以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態を説明する。以下の説明において、特に断りがなければ、電磁鋼板は、(積層コアに使用する電磁鋼板)の項で説明した無方向性電磁鋼板であるものとする。尚、以下の説明では、(積層コアに使用する電磁鋼板)の説明において、圧延方向から45°傾いた方向と、圧延方向から135°傾いた方向を、必要に応じて、圧延方向となす角度のうち小さい方の角度が45°となる2つの方向と総称する。尚、当該45°は、時計回りおよび反時計回りの何れの向きの角度も正の値を有するものとして表記したものである。時計回りの方向を負の方向とし、反時計回りの方向を正の方向とする場合、圧延方向となす角度のうち小さい方の角度が45°となる2つの方向は、圧延方向となす角度のうち絶対値の小さい方の角度が45°、-45°となる2つの方向となる。その他、圧延方向からθ°傾いた方向を、必要に応じて、圧延方向となす角度がθ°の方向と称する。このように、圧延方向からθ°傾いた方向と、圧延方向となす角度がθ°の方向は、同じ意味である。また、以下の説明において、長さ、方向、位置等が厳密に一致する場合の他、発明の主旨を逸脱しない範囲内(例えば、製造工程において生じる誤差の範囲内)で一致する場合も含むものとする。
尚、本実施形態では、回転電機として電動機、具体的には交流電動機、より具体的には同期電動機、より一層具体的には永久磁石界磁型電動機を一例に挙げて説明する。この種の電動機は、例えば、電気自動車などに好適に採用される。
(Laminated core)
The present inventors have studied constructing a laminated core using an adhesive in order to effectively utilize the characteristics of such non-oriented electrical steel sheets, and have discovered the embodiments described below.
Hereinafter, one embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings. In the following description, unless otherwise specified, the electromagnetic steel sheet is the non-oriented electromagnetic steel sheet described in the section (Electromagnetic steel sheet used for laminated core). In addition, in the following explanation, in the explanation of (electromagnetic steel sheet used for laminated core), a direction inclined at 45 degrees from the rolling direction and a direction inclined at 135 degrees from the rolling direction will be referred to as angles made with the rolling direction as necessary. These two directions are collectively referred to as two directions in which the smaller angle is 45°. Note that the 45° is expressed assuming that both clockwise and counterclockwise angles have positive values. If the clockwise direction is a negative direction and the counterclockwise direction is a positive direction, the two directions in which the smaller angle with the rolling direction is 45° are the angles made with the rolling direction. There are two directions in which the angle with the smaller absolute value is 45° and -45°. In addition, a direction tilted by θ° from the rolling direction is referred to as a direction having an angle of θ° with the rolling direction, if necessary. In this way, a direction tilted by θ° from the rolling direction and a direction that makes an angle of θ° with the rolling direction have the same meaning. In addition, in the following description, in addition to cases in which the length, direction, position, etc. are exactly the same, cases in which they are the same within a range that does not deviate from the gist of the invention (for example, within the range of errors that occur in the manufacturing process) are also included. .
In this embodiment, an electric motor, specifically an AC motor, more specifically a synchronous motor, and even more specifically a permanent magnet field type electric motor will be described as an example of the rotating electric machine. This type of electric motor is suitably employed in, for example, electric vehicles.
図1は、回転電機の構成の一例を示す図である。図1は、回転電機を、回転電機の軸心に平行な方向から見た図(平面図)である。図2は、ステータコアの構成の一例を示す図である。図2は、ステータコアを、ステータコアの軸心に平行な方向から見た図(平面図)である。各図において、X-Y-Z座標は、各図における向きの関係を示すものである。○の中に●が付されている記号は、紙面の奥側から手前側の向かう方向を示す。○の中に×が付されている記号は、紙面の手前側から奥側に向かう方向を示す。
図1および図2に示すように、回転電機10は、ステータ20と、ロータ30と、ケース50と、回転軸(回転シャフト)60と、を備える。ステータ20およびロータ30は、ケース50に収容される。ステータ20は、ケース50に固定される。
FIG. 1 is a diagram showing an example of the configuration of a rotating electrical machine. FIG. 1 is a diagram (plan view) of a rotating electrical machine viewed from a direction parallel to the axis of the rotating electrical machine. FIG. 2 is a diagram showing an example of the configuration of the stator core. FIG. 2 is a diagram (plan view) of the stator core viewed from a direction parallel to the axis of the stator core. In each figure, the XYZ coordinates indicate the directional relationship in each figure. A symbol with a ● inside a circle indicates the direction from the back side of the paper to the front side. A symbol with an x inside a circle indicates the direction from the front side to the back side of the page.
As shown in FIGS. 1 and 2, the rotating
本実施形態の回転電機10において、例えば、ステータ20の各相には、実効値10 A、周波数100Hzの励磁電流を印加され、これに伴い、ロータ30および回転軸60が回転数1000rpmで回転する。
In the rotating
本実施形態では、回転電機10として、ロータ30がステータ20の内側に位置するインナーロータ型を採用する。しかしながら、回転電機10として、ロータ30がステータ20の外側に位置するアウターロータ型を採用してもよい。また、本実施形態では、回転電機10は、12極18スロットの三相交流モータである。しかしながら、例えば、極数やスロット数、相数などは適宜変更することができる。
In this embodiment, the rotating
ステータ20は、ステータコア(積層コア)21と、図示しない巻線と、を備える。 ステータコア21は、環状のコアバック部22と、複数のティース部23と、を備える。以下の説明では、ステータコア21(コアバック部22)の軸方向(ステータコア21の中心軸線Oに沿う方向)を、必要に応じて軸方向と称する。また、ステータコア21(コアバック部22)の径方向(ステータコア21の中心軸線Oに直交する方向)を、必要に応じて径方向と称する。また、ステータコア21(コアバック部22)の周方向(ステータコア21の中心軸線O周りに周回する方向)を、必要に応じて周方向と称する。
The
コアバック部22は、ステータ20を軸方向から見た平面視において円環状に形成される。複数のティース部23は、コアバック部22から径方向の内側に向けて(径方向に沿ってコアバック部22の中心軸線Oに向けて)に突出する。複数のティース部23は、周方向に同等の間隔をあけて配置される。本実施形態では、それぞれのティース部23において中心軸線Oを中心とする中心角が20°になるように、18個のティース部23が設けられる。複数のティース部23は、相互に同等の形状を有し、且つ、同等の大きさを有する。ステータ20の巻線は、ティース部23に巻き回されている。ステータ20の巻線は、集中巻きされていてもよく、分布巻きされていてもよい。
The core back
ロータ30は、ステータ20(ステータコア21)に対して径方向の内側に配置される。ロータ30は、ロータコア31と、複数の永久磁石32と、を備える。ロータコア31は、ステータ20と同軸に配置される。ロータコア31の形状は、概ね環状(円環状)である。ロータコア31内には、回転軸60が配置される。回転軸60は、ロータコア31に固定される。複数の永久磁石32は、ロータコア31に固定される。本実施形態では、2つ1組の永久磁石32で1つの磁極が形成される。複数組の永久磁石32は、周方向に同等の間隔をあけて配置されている。本実施形態では、それぞれの組の永久磁石32において中心軸線Oを中心とする中心角が30°になるように、12組(全体では24個)の永久磁石32が設けられる。
The
本実施形態では、永久磁石界磁型電動機として、埋込磁石型モータが採用される。ロータコア31には、ロータコア31を軸方向に貫通する複数の貫通孔33が形成される。複数の貫通孔33は、複数の永久磁石32に対応して設けられる。各永久磁石32は、対応する貫通孔33内に配置された状態でロータコア31に固定される。各永久磁石32のロータコア31への固定は、例えば永久磁石32の外面と貫通孔33の内面とを接着剤により接着すること等により、実現される。尚、永久磁石界磁型電動機として、埋込磁石型モータに代えて表面磁石型モータを採用してもよい。
In this embodiment, an embedded magnet type motor is employed as the permanent magnet field type motor. A plurality of through
図3は、ステータコア21の構成の一例を示す図である。図3は、ステータコア21を、ステータコア21の側方から見た図(側面図)である。図3に示すように、ステータコア21は、積層コアである。ステータコア21は、外縁が合う状態で板面(電磁鋼板40が積層される方向を向く面)同士が相互に対向するように複数の電磁鋼板40が積層されることで形成されている。即ち、ステータコア21は、厚さ方向に積層された複数の電磁鋼板40を備える。以下の説明では、複数の電磁鋼板40が積層される方向を、必要に応じて、積層方向と称する。積層方向は、電磁鋼板40の厚さ方向と一致する。また、積層方向は、中心軸線Oの延びる方向(ステータコア21の軸方向(高さ方向))と一致する。
FIG. 3 is a diagram showing an example of the configuration of the
尚、ステータコア21の積厚は、例えば50.0mmとされる。ステータコア21の外径は、例えば250.0mmとされる。ステータコア21の内径は、例えば165.0mmとされる。ただし、これらの値は一例であり、ステータコア21の積厚、外径や内径は、これらの値に限られない。ここで、ステータコア21の内径は、ステータコア21におけるティース部23の先端部を基準とする。ステータコア21の内径は、全てのティース部23の先端部に内接する仮想円の直径である。
Note that the stacked thickness of the
ステータコア21を形成する各電磁鋼板40は、例えば、圧延された板状の母材(フープ)を打ち抜き加工することにより形成される。電磁鋼板40は、(積層コアに使用する電磁鋼板)の項で説明した電磁鋼板である。(積層コアに使用する電磁鋼板)の項で説明した電磁鋼板の、公知の無方向性電磁鋼板に対するB50、W15/50、W15/100の比率(B50比率、W15/50比率、W15/100比率)を、表4に示す。いずれの電磁鋼板も、厚さは0.25mmである。公知の無方向性電磁鋼板として、W10/400が12.8W/kgの無方向性電磁鋼板を用いた。W10/400は、磁束密度が1.0T、周波数が400Hzのときの鉄損である。また、当該公知の無方向性電磁鋼板は、圧延方向の磁気特性が最も優れている。以下の説明では、(積層コアに使用する電磁鋼板)の項で説明した電磁鋼板を、必要に応じて、開発材とも称する。また、当該公知の無方向性電磁鋼板を、必要に応じて、従来材とも称する。
Each
ここで、B50は、磁界強度が5000A/mのときの磁束密度であり、W15/100は、磁束密度が1.5T、周波数が100Hzのときの鉄損である。ここでは、磁束密度および鉄損を、JIS C 2556:2015に記載の手法で測定した。また、表4では、開発材の圧延方向からの角度毎の平均値を、従来材の圧延方向からの角度毎の平均値を1.000として規格化した値(=開発材の圧延方向からの角度毎の平均値÷従来材の圧延方向からの角度毎の平均値)を示す。このように、表4の値は、相対値(無次元量)である。 Here, B50 is the magnetic flux density when the magnetic field strength is 5000 A/m, and W15/100 is the iron loss when the magnetic flux density is 1.5 T and the frequency is 100 Hz. Here, magnetic flux density and iron loss were measured using the method described in JIS C 2556:2015. Furthermore, in Table 4, the average value for each angle from the rolling direction of the developed material is normalized by setting the average value for each angle from the rolling direction of the conventional material as 1.000 (= the value of the average value for each angle from the rolling direction of the developed material). The average value for each angle ÷ the average value for each angle from the rolling direction of the conventional material). Thus, the values in Table 4 are relative values (dimensionless quantities).
表4より、開発材のB50は、従来材のB50よりも5.1%大きい。開発材のW15/50は、従来材のW15/50よりも12.0%小さい。開発材のW15/100は、従来材のW15/100よりも13.5%小さい。このように開発材は、従来材に比べ、B50が大きく鉄損が小さい。 From Table 4, the B50 of the developed material is 5.1% larger than the B50 of the conventional material. W15/50 of the developed material is 12.0% smaller than W15/50 of the conventional material. W15/100 of the developed material is 13.5% smaller than W15/100 of the conventional material. In this way, the developed material has a larger B50 and lower iron loss than the conventional material.
図4は、B50比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示す図である。図5は、W15/50比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示す図である。図6は、W15/100比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示す図である。
図7は、圧延方向RDと、磁気特性が最も優れる方向との関係の一例を示す図である。以下の説明では、磁気特性が最も優れる方向を、必要に応じて、磁化容易方向と称する。図7において、時計回りおよび反時計回りの何れの向きの角度も正の値の角度とし、圧延方向RDの角度を0°とすると、磁化容易方向は、ED1、ED2になる。圧延方向RDから、圧延方向RDとなす角度のうち小さい方の角度が90°になる方向(図7において破線で示す方向)までの4つの領域の磁気特性は、理論的には対称な関係を有する。
FIG. 4 is a diagram showing an example of the relationship between the B50 ratio and the angle from the rolling direction. FIG. 5 is a diagram showing an example of the relationship between the W15/50 ratio and the angle from the rolling direction. FIG. 6 is a diagram showing an example of the relationship between the W15/100 ratio and the angle from the rolling direction.
FIG. 7 is a diagram showing an example of the relationship between the rolling direction RD and the direction with the best magnetic properties. In the following description, the direction with the best magnetic properties will be referred to as the easy magnetization direction, if necessary. In FIG. 7, if both the clockwise and counterclockwise angles are positive angles and the rolling direction RD angle is 0°, the easy magnetization directions are ED1 and ED2. The magnetic properties of the four regions from the rolling direction RD to the direction where the smaller angle with the rolling direction RD is 90° (the direction indicated by the broken line in FIG. 7) theoretically have a symmetrical relationship. have
また、図4、図5、図6に示すB50比率、W15/50比率、W15/100比率は、表4と同様に、従来材の圧延方向からの角度毎の平均値で規格化した値である。即ち、図4、図5、図6に示すB50比率、W15/50比率、W15/100比率の値は、相対値(無次元量)である。
図4に示すように、開発材では、圧延方向となす角度が45°であるときのB50比率が最も大きく、圧延方向となす角度が0°、90°に近付くほどB50比率は小さくなる。
一方、従来材では、圧延方向となす角度が45°~60°近傍においてB50比率は小さくなる。
In addition, the B50 ratio, W15/50 ratio, and W15/100 ratio shown in Figures 4, 5, and 6 are values normalized by the average value for each angle from the rolling direction of the conventional material, as in Table 4. be. That is, the values of the B50 ratio, W15/50 ratio, and W15/100 ratio shown in FIGS. 4, 5, and 6 are relative values (dimensionless quantities).
As shown in FIG. 4, in the developed material, the B50 ratio is highest when the angle with the rolling direction is 45°, and the B50 ratio becomes smaller as the angle with the rolling direction approaches 0° and 90°.
On the other hand, in the conventional material, the B50 ratio becomes small when the angle with the rolling direction is around 45° to 60°.
図5および図6に示すように、開発材では、圧延方向となす角度が45°であるときのW15/50比率、W15/100比率が最も小さく、圧延方向となす角度が0°、90°に近付くほどW15/50比率、W15/100比率は大きくなる。
一方、従来材では、W15/50比率、W15/100比率は、圧延方向となす角度が0°であるときに最も小さく、圧延方向となす角度が45°~60°近傍において大きくなる。
以上のように開発材では、圧延方向となす角度が45°の方向(磁化容易方向ED1、ED2)における磁気特性が最も優れる。一方、圧延方向となす角度が0°、90°の方向(圧延方向RD、および、圧延方向RDに直交する方向)における磁気特性が最も劣る。
As shown in Figures 5 and 6, the developed material has the smallest W15/50 ratio and W15/100 ratio when the angle with the rolling direction is 45°, and when the angle with the rolling direction is 0° and 90°. The W15/50 ratio and W15/100 ratio become larger as the distance approaches .
On the other hand, in the conventional material, the W15/50 ratio and the W15/100 ratio are the smallest when the angle with the rolling direction is 0°, and become large when the angle with the rolling direction is around 45° to 60°.
As described above, the developed material has the best magnetic properties in directions that make an angle of 45° with the rolling direction (easy magnetization directions ED1, ED2). On the other hand, the magnetic properties are the worst in directions where the angle with the rolling direction is 0° and 90° (rolling direction RD and direction perpendicular to rolling direction RD).
本実施形態において、ステータコア21を形成する複数の電磁鋼板40の圧延方向は、相互に一致する。前述したように、電磁鋼板40となす角度が45°となる2つの磁化容易方向ED1、ED2において最も磁気特性が優れる。
In this embodiment, the rolling directions of the plurality of
電磁鋼板の加工性や、積層コアの鉄損を改善するため、電磁鋼板40の両面には、絶縁被膜が設けられる。絶縁被膜を構成する物質としては、例えば、(1)無機化合物、(2)有機樹脂、(3)無機化合物と有機樹脂との混合物、などが適用できる。無機化合物としては、例えば、(1)重クロム酸塩とホウ酸の複合物、(2)リン酸塩とシリカの複合物、などが挙げられる。有機樹脂としては、エポキシ系樹脂、アクリル系樹脂、アクリルスチレン系樹脂、ポリエステル系樹脂、シリコン系樹脂、フッ素系樹脂などが挙げられる。
In order to improve the workability of the electromagnetic steel sheet and the core loss of the laminated core, an insulating coating is provided on both sides of the
相互に積層される電磁鋼板40間での絶縁性能を確保するために、絶縁被膜の厚さ(電磁鋼板40片面あたりの厚さ)は0.1μm以上とすることが好ましい。一方で絶縁被膜が厚くなるに連れて絶縁効果が飽和する。また、絶縁被膜が厚くなるに連れてステータコア21における絶縁被膜の占める割合が増加し、ステータコア21の磁気特性が低下する。したがって、絶縁被膜は、絶縁性能が確保できる範囲で薄い方がよい。絶縁被膜の厚さ(電磁鋼板40片面あたりの厚さ)は、好ましくは0.1μm以上5μm以下、さらに好ましくは0.1μm以上2μm以下である。
In order to ensure insulation performance between the
電磁鋼板40が薄くなるに連れて次第に鉄損の改善効果が飽和する。また、電磁鋼板40が薄くなるに連れて電磁鋼板40の製造コストは増す。そのため、鉄損の改善効果および製造コストを考慮すると電磁鋼板40の厚さは0.10mm以上とすることが好ましい。一方で電磁鋼板40が厚すぎると、電磁鋼板40のプレス打ち抜き作業が困難になる。そのため、電磁鋼板40のプレス打ち抜き作業を考慮すると電磁鋼板40の厚さは0.65mm以下とすることが好ましい。また、電磁鋼板40が厚くなると鉄損が増大する。そのため、電磁鋼板40の鉄損特性を考慮すると、電磁鋼板40の厚さは0.35mm以下とすることが好ましく、より好ましくは、0.20mmまたは0.25mmである。上記の点を考慮し、各電磁鋼板40の厚さは、例えば、0.10mm以上0.65mm以下、好ましくは、0.10mm以上0.35mm以下、より好ましくは0.20mmや0.25mmである。尚、電磁鋼板40の厚さには、絶縁被膜の厚さも含まれる。絶縁被膜がない電磁鋼板の厚さは、前述したように0.50mm以下とする。ただし、絶縁被膜は薄いので、絶縁被膜を含めて、電磁鋼板の厚さを0.50mm以下としてもよい。
As the
ステータコア21を形成する複数の電磁鋼板40は、接着部によって接着される。接着部は、積層方向に隣り合う電磁鋼板40同士の間に設けられ、分断されることなく硬化した一連の接着剤である。接着剤には、例えば、重合結合による熱硬化型の接着剤などが用いられる。接着剤の組成物としては、(1)アクリル系樹脂、(2)エポキシ系樹脂、(3)アクリル系樹脂およびエポキシ系樹脂を含んだ組成物などが適用可能である。接着剤の引張弾性率は、2500MPa~5000MPaの範囲内とされる。接着剤の引張弾性率は、2500MPa未満であると、積層コアの剛性が低下する虞がある。そのため、接着剤の引張弾性率の下限値は、2500MPa、より好ましくは3000MPaとされる。逆に、接着剤の引張弾性率は、5000MPaを超えると、電磁鋼板40に付与する応力歪が大きくなり、積層コアの磁性が劣化する虞がある。そのため、接着剤の引張弾性率の上限値は、5000MPa、より好ましくは4000MPaとされる。尚、引張弾性率は、共振法により測定される。具体的には、JIS R 1602:1995に準拠して引張弾性率を測定する。接着方法としては、例えば、電磁鋼板40に接着剤を塗布した後、加熱および圧着のいずれかまたは両方により接着する方法が採用できる。尚、加熱手段は、例えば高温槽や電気炉内での加熱、または直接通電する方法等、どのような手段でもよい。
The plurality of
安定して十分な接着強度を得るために、接着部の厚さは1μm以上とすることが好ましい。一方で接着部の厚さが100μmを超えると接着力が飽和する。また、接着部41が厚くなるに連れて占める割合が低下し、積層コアの鉄損などの磁気特性が低下する。したがって、接着部の厚さは1μm以上100μm以下、さらに好ましくは1μm以上10μm以下とすることが好ましい。
In order to stably obtain sufficient adhesive strength, the thickness of the adhesive portion is preferably 1 μm or more. On the other hand, when the thickness of the bonded portion exceeds 100 μm, the adhesive force is saturated. Further, as the
前述したように、電磁鋼板40(開発材)を用いることにより、従来材に比べ、B50を大きくし、鉄損を小さくすることができる。したがって、接着部によって開発材を接着することにより、従来材を用いる場合に比べ、ステーコア21の磁気特性を向上させることができる。電磁鋼板40の板面の全面に接着部を形成しても、電磁鋼板40の板面の一部の領域に接着部を形成してもよい。ただし、以下のようにして接着部を配置するのが好ましい。図8を参照しながら、ステータコア21の磁気特性をより向上させることができる接着部の配置の一例を説明する。
As mentioned above, by using the electromagnetic steel sheet 40 (developed material), B50 can be increased and iron loss can be reduced compared to conventional materials. Therefore, by bonding the developed material using the adhesive portion, the magnetic properties of the
図8は、電磁鋼板40と接着部41との関係の一例を説明する図である。
積層方向から見て、複数の接着部41は、全体として縞状に形成される。積層方向に隣り合う電磁鋼板40同士は、全て、電磁鋼板40の板面の全面で接着されていない。これらの電磁鋼板40同士は、全て、局所的に接着される。尚、板面とは、積層方向を向く面を指す。
FIG. 8 is a diagram illustrating an example of the relationship between the
When viewed from the stacking direction, the plurality of
複数の接着部41は、積層方向から見て、それぞれ第1の方向D1に沿って帯状に形成される。各接着部41は、それぞれ第2の方向D2に沿って等間隔に並んで配置される。言い換えると、電磁鋼板40において板面は、接着部41が設けられた接着領域42と、接着部41が設けられていない非接着領域43(ブランク領域)とを有する。尚、接着部41が設けられた電磁鋼板40の接着領域42とは、電磁鋼板40の板面のうち、分断されることなく硬化した一連の接着剤が設けられている領域を意味する。このように接着部41は、接着剤を有する。また、接着部41が設けられていない電磁鋼板40の非接着領域43とは、電磁鋼板40の板面のうち、分断されることなく硬化した一連の接着剤が設けられていない領域を意味する。
The plurality of
接着部41は、第1の方向D1に沿って延びる帯状に形成されており、第2の方向D2に沿って等間隔に並んで配置される。そのため、電磁鋼板40の板面の接着領域42および非接着領域43は、それぞれ第1の方向D1に沿って延びる帯状に形成され、接着領域42と非接着領域43は、第2の方向D2に沿って交互に並んで形成される。尚、第1の方向D1とは、帯状に形成された接着部41が延びる方向であって、接着部41の長手方向に相当する。また、第2の方向D2とは、帯状に形成された接着部41の短手方向に相当する。また、第1の方向D1と第の2方向D2とは、相互に直交する。尚、本実施形態において、接着部41の幅寸法および接着部41同士の隙間寸法が均一な場合が想定されている。ここで、接着部41の幅寸法とは、接着部41の第2の方向D2の長さ(の代表値)であり、隣り合う接着部41同士の隙間寸法とは、第2の方向D2において間隔を有して隣り合う位置にある2つの接着部41の間の(第2の方向D2の)間隔(の代表値)である。
The
図8に、電磁鋼板40の圧延方向RDを示す。また、第1の方向D1と電磁鋼板40の圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度を、角度αとする。一般的に、2つの方向とのなす角度として大小の2つの角度が定義されるが、角度αは、第1の方向D1と圧延方向RDのなす2つの角度のうち角度の小さい方の角度である。また、角度αは、時計回りおよび反時計回りの何れの向きのであっても正の値を有するものとする。したがって、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αは、0°以上90°以下の角度であるものとする。
FIG. 8 shows the rolling direction RD of the
本実施形態において、接着剤は硬化時に収縮する。このため、接着剤の硬化に伴い電磁鋼板40には圧縮応力が付与され、これに伴い電磁鋼板40には歪が生じる。電磁鋼板40に歪が生じると鉄損の値が上昇し、ステータコア21の磁気特性が低下する虞がある。尚、以下の説明において、鉄損の値が上昇することを、必要に応じて、「鉄損の劣化」と称する。
In this embodiment, the adhesive shrinks upon curing. Therefore, as the adhesive hardens, compressive stress is applied to the
接着部41を帯状に形成すると、電磁鋼板40に付与される圧縮応力は、接着部41が延びる方向(第1の方向D1)において最も大きくなる。電磁鋼板40(開発材)では、圧延方向RDの剛性と、圧延方向RDと直交する方向の剛性とが最も高く、圧延方向RDと、圧延方向RDと直交する方向とにおいて、圧縮応力に対して歪が生じ難い。このため、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αを、0°または90°に近づけることで、電磁鋼板40の歪を抑制できる。
When the bonded
前述したように電磁鋼板40の鉄損は(理論的には)磁化容易方向ED1、ED2において最も小さい。また、磁化容易方向ED1、ED2に歪が生じる場合に、鉄損の劣化が最も顕著となる。したがって、第1の方向D1と電磁鋼板40の磁化容易方向ED1、ED2とが一致する場合(角度α=45°)に、ステータコア21の磁気特性が最も低下する。このため、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αを45°から遠ざけることで、電磁鋼板40の鉄損の劣化を抑制できる。
As described above, the iron loss of the
以下の説明では、鉄損が最も大きくなる方向を、必要に応じて、特異方向SDと称する。理論的には、特異方向SDは、圧延方向RDと、圧延方向RDと直交する方向になる。しかしながら、実際の製造に際しては、特異方向SDを、圧延方向RDと、圧延方向RDと直交する方向とに一致させることが容易でない場合がある。したがって、理論的には、特異方向SDが、圧延方向RDと、圧延方向RDと直交する方向であれば、実際の電磁鋼板40においては、特異方向SDは、圧延方向RD、および、圧延方向RDと直交する方向に一致していないものも含むものとする。電磁鋼板40は、特異方向SDにおいてもともと鉄損が大きいため、特異方向SDに沿って歪が生じる場合であっても、鉄損の劣化は比較的小さくなる。このため、特異方向SDに近い方向を歪が生じる方向とすることで、電磁鋼板40の鉄損の劣化を全体として抑制することができる。
In the following description, the direction in which the iron loss is greatest will be referred to as a singular direction SD, if necessary. Theoretically, the singular direction SD is the rolling direction RD and a direction perpendicular to the rolling direction RD. However, in actual manufacturing, it may not be easy to make the specific direction SD coincide with the rolling direction RD and the direction orthogonal to the rolling direction RD. Therefore, theoretically, if the specific direction SD is the rolling direction RD and a direction orthogonal to the rolling direction RD, then in the actual
以上のように、接着剤の圧縮応力に起因する電磁鋼板40の鉄損の劣化を抑制するためには、第1の方向D1を、圧延方向RD、または、圧延方向RDと直交する方向に近づけると共に、第1の方向D1を、磁化容易方向ED1、ED2から遠ざけることが好ましい。即ち、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αは、0°または90°に近づけると共に、45°から遠ざけることが好ましい。
As described above, in order to suppress the deterioration of iron loss of the
このような観点から、本実施形態において、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αは、0°以上30°以下、または、60°以上90°以下とすることが好ましい。このようにすることで、接着剤の圧縮応力が電磁鋼板40の鉄損に及ぼす影響を抑制するととともに、電磁鋼板40の歪を抑制することができる。その結果、ステータコア21の磁気特性を十分に確保することができる。
From this point of view, in this embodiment, the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD is 0° or more and 30° or less, or 60° or more and 90° or less. It is preferable. By doing so, it is possible to suppress the influence of the compressive stress of the adhesive on the core loss of the
図8に示すように、複数の接着部41は、それぞれ電磁鋼板40の板面上において、第2の方向D2に沿う幅寸法d1の帯状に形成される。また、第2の方向D2において相互に間隔を有して隣り合う位置にある2つの接着部41同士は、第2の方向D2において間隔寸法d2だけの隙間が設けられる。間隔寸法d2は、非接着領域43の幅寸法である。ここで接着部41の幅寸法d1は、接着領域42の幅寸法に相当し、接着部41同士の間隔寸法d2は、非接着領域43の幅寸法に相当する。
As shown in FIG. 8, each of the plurality of
接着部41の幅寸法d1は、ステータコア21の外径に対して5%以下とすることが好ましい。幅寸法d1をステータコア21の外径の5%以下とすることで、接着剤の圧縮応力によって電磁鋼板40に局所的に大きな歪を生じさせることがなく、電磁鋼板40全体としての鉄損の劣化を抑制できる。
The width dimension d1 of the
接着部41の幅寸法d1は、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し233%以下であることが、好ましい。隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し接着部41の幅寸法d1を大きくしすぎると、接着剤の圧縮応力に起因する電磁鋼板40の歪が大きくなる虞があるからである。一方、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対する、接着部41の幅寸法d1の下限値は、電磁鋼板40同士の接着強度を確保できる範囲で適宜定められる。例えば、接着部41の幅寸法d1は、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し1%以上とすることができる。
It is preferable that the width dimension d1 of the
接着部41の幅寸法d1を、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し大きくすることで、電磁鋼板40同士の接着力を高めることができるが、一方で、接着剤の圧縮応力に起因する電磁鋼板40の歪が大きくなる虞がある。このため、接着部41が延びる方向(第1の方向D1)を、剛性が高い方向(圧延方向RDと直交する方向)に近づけることが好ましい。より具体的には、第1の方向D1と圧延方向RDとがなす角度のうち小さい方の角度αは、0°以上5°以下、または、85°以上90°以下とすることが好ましい。このようにすれば、例えば、電磁鋼板40同士の接着力を高めるために、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対する、接着部41の幅寸法d1を233±5%の範囲内としても、電磁鋼板40の歪を抑制し、ステータコア21の磁気特性を確保することができる。
By making the width dimension d1 of the
また、接着部41の幅寸法d1は、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し167%以下であることが、より好ましく、67%以下であることが、より一層好ましい。前述したように、接着剤の圧縮応力によって電磁鋼板40には歪が生じ、この歪によって電磁鋼板40の鉄損が大きくなる。隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対する、接着部41の幅寸法d1をより小さくすることで、接着剤に起因する電磁鋼板40の歪を抑え、ステータコア21の磁気特性をより向上させることができる。
以上のようにしてステータコア21を構成した後、(積層コアに使用する電磁鋼板)の項で説明したように、ステータコア21に対して、歪取焼鈍が行われる。
Moreover, it is more preferable that the width dimension d1 of the
After constructing the
本実施形態において、ステータコア21を形成する全ての電磁鋼板40の圧延方向RDは、相互に一致する。しかしながら、全ての電磁鋼板40の圧延方向RDは、一致しなくてもよい。例えば、ステータコア21は、電磁鋼板40を回し積みすることにより形成されていてもよい。一例として、電磁鋼板40が回し積みされたステータコアについて、具体的に説明する。回し積みされたステータコアにおいて、1つの接着部41の層と、当該層を挟む一組の電磁鋼板40に着目する。接着部41の層を挟む一組の電磁鋼板40の圧延方向RDは、相互に異なる。この場合、第1の方向D1は、積層方向の一方側に位置する電磁鋼板40の圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが、前述の好ましい角度範囲に含まれるとともに、積層方向の他方側に位置する電磁鋼板40の圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが、前述の好ましい角度範囲に含まれていればよい。尚、回し積みされたステータコアにおいて、電磁鋼板40同士の間に設けられた接着部41の各層の第1の方向D1は、相互に異なっていてもよい。
In this embodiment, the rolling directions RD of all the
本実施形態において、ロータコア31は、ステータコア21と同様に、積層コアである。即ち、ロータコア31は、厚さ方向に積層された複数の電磁鋼板を備える。本実施形態において、ロータコア31の積厚は、ステータコア21と等しく、例えば50.0mmとされる。ロータコア31の外径は、例えば163.0mmとされる。ロータコア31の内径は、例えば30.0mmとされる。ただし、これらの値は一例であり、ロータコア31の積厚、外径や内径はこれらの値に限られない。
In this embodiment, the
本実施形態では、ロータコア31を形成する複数の電磁鋼板は、カシメC(ダボ、図1参照)によって互いに固定されている。しかしながら、ロータコア31を形成する複数の電磁鋼板40は、ステータコア21と同様の接着部によって接着されていてもよい。
In this embodiment, a plurality of electromagnetic steel plates forming the
(計算例)
本発明者らは、以下の永久磁石界磁型の三相交流電動機を解析対象の電動機として、数値解析(コンピュータシミュレーション)を行った。数値解析には、JSOL株式会社製の有限要素法電磁場解析ソフトJMAGを利用した。ステータコアおよびロータコアの形状は、何れも図1に示すものと同じである。
ステータコアの外径:250.0mm
ステータコアの内径:165.0mm
ステータコアの高さ(積厚):50.0mm
電磁鋼板の厚み:0.25mm
極数:12
スロット数:18
ロータコアの外径:163.0mm
ロータコアの内径:30.0mm
ロータコアの高さ:50.0mm
回転数:1000rpm
(calculation example)
The present inventors conducted numerical analysis (computer simulation) using the following permanent magnet field type three-phase AC motor as the motor to be analyzed. For numerical analysis, finite element method electromagnetic field analysis software JMAG manufactured by JSOL Corporation was used. The shapes of the stator core and rotor core are the same as those shown in FIG.
Stator core outer diameter: 250.0mm
Stator core inner diameter: 165.0mm
Stator core height (stack thickness): 50.0mm
Thickness of electromagnetic steel plate: 0.25mm
Number of poles: 12
Number of slots: 18
Rotor core outer diameter: 163.0mm
Rotor core inner diameter: 30.0mm
Rotor core height: 50.0mm
Rotation speed: 1000rpm
まず、カシメにより固定されたステータコアの鉄損を計算した。鉄損の計算対象のステータコアは、従来材を用いて構成されたものと、開発材を用いて構成されたものとの2種類である。図9は、ステータコアにおけるカシメ位置の一例を示す図である。図9に示すように、ここでは、ステータコアのティース部の周方向の中央部において径方向に並ぶ2つの位置Ct1、Ct2と、ステータコアのコアバック部の径方向の中央部であって、スロットの周方向の中央部に対応する位置Cy1、Cy2と、をカシメ位置とする。
また、電磁鋼板の板面の全面(図2に示すステータコア21(電磁鋼板40)の板面領域の全体)を接着部(接着領域)として接着剤により固定されたステータコアの鉄損を計算した。鉄損の計算対象のステータコアは、従来材を用いて構成されたものと、開発材を用いて構成されたものとの2種類である。
以上の結果を表5に示す。
First, the iron loss of the stator core fixed by caulking was calculated. There are two types of stator cores for which iron loss is calculated: those constructed using conventional materials and those constructed using developed materials. FIG. 9 is a diagram showing an example of caulking positions in the stator core. As shown in FIG. 9, here, two positions C t1 and C t2 aligned in the radial direction in the circumferential center of the teeth portion of the stator core, and the radial center of the core back portion of the stator core, Positions C y1 and C y2 corresponding to the circumferential center of the slot are defined as caulking positions.
In addition, the iron loss of the stator core fixed with an adhesive using the entire plate surface of the electromagnetic steel sheet (the entire plate surface area of the stator core 21 (electromagnetic steel sheet 40) shown in FIG. 2) as the adhesive part (adhesion area) was calculated. There are two types of stator cores for which iron loss is calculated: those constructed using conventional materials and those constructed using developed materials.
The above results are shown in Table 5.
表5において、鉄損比率は、従来材の板面の全面を接着部として構成したステータコアの鉄損を、1.000(表5の従来材・全面接着の欄を参照)として規格化した場合の鉄損の値を示す。このように、表5の値は、相対値(無次元量)である。表5に示すように、電磁鋼板の板面の全面を接着部とする場合でも、ステータコアとして開発材を用いることにより、ステータコアとして従来材を用いる場合よりも、ステータコアの鉄損を低減することができることが分かる。このように、電磁鋼板の板面の全面を接着部として、ステータコアの磁気特性を向上させることができる。 In Table 5, the iron loss ratio is when the iron loss of a stator core made of a conventional material whose entire surface is bonded is normalized as 1.000 (see the column of conventional material/full surface bonding in Table 5). Indicates the value of iron loss. Thus, the values in Table 5 are relative values (dimensionless quantities). As shown in Table 5, even when the entire surface of the electromagnetic steel sheet is used as the adhesive, by using the developed material as the stator core, the iron loss of the stator core can be reduced more than when using the conventional material as the stator core. I know what I can do. In this way, the magnetic properties of the stator core can be improved by using the entire plate surface of the electromagnetic steel sheet as an adhesive portion.
次に、接着部の圧縮応力に起因する電磁鋼板の鉄損の劣化の、より効果的な抑制策を検証するため、全体として縞状となる領域を接着部として接着剤により固定されたステーコアの鉄損を、隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対する接着部の幅寸法d1の比(=d1÷d2)と、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αと、を異ならせて計算した。その結果を、表6に示す。 Next, in order to verify more effective measures to suppress the deterioration of iron loss in electrical steel sheets caused by compressive stress in the bonded area, we used the overall striped area as the bonded area of the stay core fixed with adhesive. The iron loss is determined by the ratio of the width dimension d1 of the bonded portion to the distance dimension d2 between adjacent bonded portions (=d1÷d2), and the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD. and were calculated differently. The results are shown in Table 6.
ここで、鉄損の計算対象のステータコアは、何れも開発材を用いたものである。隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対する接着部の幅寸法d1の比(=d1÷d2)と、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度α以外の条件は、全て同じである。以下の説明では、隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対する接着部の幅寸法d1の比を、必要に応じて、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率と称する。表6では、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d2/d1の値を百分率で表す。 Here, the stator cores for which iron loss is calculated are all made of developed materials. The conditions other than the ratio of the width dimension d1 of the adhesive part to the distance dimension d2 between adjacent adhesive parts (= d1÷d2) and the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD are as follows. , are all the same. In the following description, the ratio of the width dimension d1 of the adhesive part to the interval dimension d2 between adjacent adhesive parts is referred to as the ratio of the width dimension d1 to the interval dimension d2, as necessary. In Table 6, the value of the ratio d2/d1 of the width dimension d1 to the interval dimension d2 is expressed as a percentage.
表6において、全面接着は、電磁鋼板の板面の全面を接着部として構成したステータコアを用いた場合の計算結果を示す。モデルNo.22は、開発材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として構成したステータコアを用いた場合の結果を示す。モデルNo.23は、従来材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として構成したステータコアを用いた場合の結果を示す。モデルNo.22、No.23の鉄損比率は、それぞれ、表5の開発材・全面接着の欄に記載の値、表5の従来材・全面接着の欄に記載の値である。このように表6においても、表5と同様に、鉄損比率は、従来材の板面の全面を接着部として構成したステータコアの鉄損を、1.000として規格化した場合の鉄損の値を示す。このように、表6の鉄損比率の値は、相対値(無次元量)である。 In Table 6, full-surface adhesion shows the calculation results when using a stator core in which the entire surface of the electromagnetic steel plate is used as the adhesive portion. Model no. 22 shows the results when using a stator core in which the entire plate surface of a developed electrical steel sheet was configured as an adhesive part. Model no. 23 shows the results when using a stator core in which the entire plate surface of a conventional electromagnetic steel plate was configured as an adhesive portion. Model no. 22, No. The iron loss ratios of No. 23 are the values listed in the developed material/full-surface adhesive column of Table 5 and the values listed in the conventional material/full-surface adhesive column of Table 5, respectively. In this way, in Table 6 as well as in Table 5, the iron loss ratio is the iron loss when the iron loss of the stator core, which is constructed with the entire plate surface of the conventional material as the adhesive part, is normalized as 1.000. Show value. Thus, the values of the iron loss ratios in Table 6 are relative values (dimensionless quantities).
モデルNo.1~モデルNo.21のステータコア21において、電磁鋼板40同士の間には、図8に示すような複数の接着部41が設けられる。即ち、モデルNo.1~モデルNo.21のステータコア21において複数の接着部41は、第1の方向D1に沿って帯状に延びる。
Model no. 1~Model No. In the No. 21
モデルNo.1~No.7のステータコアを第1群のモデルとする。第1群のモデルでは、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2は、233%である。即ち、第1群のモデルでは、接着部の幅寸法d1が、隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対して、233%である。第1群の各モデルの接着部の幅寸法d1は7mmであり、接着部同士の間隔寸法d2は3mmである。 Model no. 1~No. The stator core of No. 7 is the model of the first group. In the first group of models, the ratio d1/d2 of the width dimension d1 to the interval dimension d2 is 233%. That is, in the first group of models, the width dimension d1 of the bonded portion is 233% of the distance dimension d2 between adjacent bonded portions. The width dimension d1 of the adhesive part of each model of the first group is 7 mm, and the interval dimension d2 between the adhesive parts is 3 mm.
モデルNo.8~No.14のステータコアを第2群のモデルとする。第2群のモデルでは、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2は、167%である。即ち、第2群のモデルでは、接着部の幅寸法d1が、隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対して、167%である。第2群の各モデルの接着部の幅寸法d1は5mmであり、接着部同士の間隔寸法d2は3mmである。
モデルNo.15~No.21のステータコアを第3群のモデルとする。第3群のモデルでは、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2は、67%である。即ち、第3群のモデルでは、接着部の幅寸法d1が、隣り合う接着部同士の間隔寸法d2に対して、6%である。第3群の各モデルの接着部の幅寸法d1は2mmであり、接着部同士の間隔寸法d2は3mmである。
Model no. 8~No. The 14 stator cores are the second group model. In the second group of models, the ratio d1/d2 of the width dimension d1 to the interval dimension d2 is 167%. That is, in the second group of models, the width dimension d1 of the bonded portion is 167% of the distance dimension d2 between adjacent bonded portions. The width dimension d1 of the adhesive part of each model of the second group is 5 mm, and the interval dimension d2 between the adhesive parts is 3 mm.
Model no. 15~No. 21 stator cores are the third group model. In the third group of models, the ratio d1/d2 of the width dimension d1 to the interval dimension d2 is 67%. That is, in the third group of models, the width dimension d1 of the bonded portion is 6% of the distance dimension d2 between adjacent bonded portions. The width dimension d1 of the adhesive part of each model of the third group is 2 mm, and the interval dimension d2 between the adhesive parts is 3 mm.
第1群、第2群および第3群において、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度α(図8参照)を0°、15°、30°、45°、60°、75°および90°としたモデルを用意した。 In the first group, second group, and third group, the smaller angle α (see FIG. 8) between the first direction D1 and the rolling direction RD is set to 0°, 15°, 30°, and 45°. , 60°, 75° and 90° models were prepared.
図10は、鉄損比率と、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αとの関係の一例を示す図である。図10において、233%、167%、67%のグラフ1001、1002、1003は、それぞれ、表6の第1群のモデル、第2群のモデル、第3群のモデルの値を示す。また、グラフ1004は、従来材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアの鉄損比率を示す。グラフ1004は、表5の従来材・カシメの欄の値から作成されたものである。グラフ1005は、開発材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアの鉄損比率を示す。グラフ1005は、表5の開発材・カシメの欄の値から作成されたものである。カシメにより電磁鋼板を固定する場合には、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αという概念がない。このため、グラフ1004、1005に示すように、従来材・開発材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアの鉄損比率は、角度αによらずに一定の値となる。また、グラフ1006は、開発材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として電磁鋼板を接着剤により固定して構成されたステータコアの鉄損比率を示す。グラフ1006は、表5の開発材・全面接着の欄の値から作成されたものである。電磁鋼板の板面の全面を接着部とする場合にも、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αという概念がない。このため、グラフ1006に示すように、従開発材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として電磁鋼板を接着剤により固定して構成されたステータコアの鉄損比率は、角度αによらずに一定の値となる。
FIG. 10 is a diagram showing an example of the relationship between the iron loss ratio and the smaller angle α between the angles formed by the first direction D1 and the rolling direction RD. In FIG. 10,
図10に示すように、何れの角度αにおいても、グラフ1001~1003の値は、グラフ1004の値よりも小さい。このように、モデルNo.1~モデルNo.21のステータコアの何れを用いても、従来材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合よりも、ステータコアの鉄損の劣化を抑制することができることが確認された。表5および図10に示すように、従来材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合の鉄損(グラフ1004を参照)は、開発材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として電磁鋼板を接着剤により固定して構成されたステータコアを用いる場合の鉄損(グラフ1006を参照)よりも低い。モデルNo.1~モデルNo.21のステータコアを用いることにより、モデルNo.23のステータコアを用いる場合よりも、ステータコアの鉄損の劣化を抑制させることができる。
As shown in FIG. 10, the values of
また、表6および図10において、第1群~第3群のモデルの何れにおいても、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが45°のときの鉄損比率が最大になるが、角度αが45°から離れるにしたがって鉄損比率は低減する傾向になる(図10のグラフ1001~1003を参照)。第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αを、0°以上30°以下の範囲、または、60°以上90°以下の範囲とすることにより、ステータコアの鉄損の劣化をより一層抑制させることが確認された。
In addition, in Table 6 and FIG. 10, in any of the models of the first group to the third group, the iron when the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD is 45°. The loss ratio is maximum, but as the angle α moves away from 45°, the iron loss ratio tends to decrease (see
第1群~第3群のモデルを相互に比較すると、第3群のモデルの鉄損が最も小さく、第1群のモデルの鉄損が最も大きい。
図10において、グラフ1001、1005を比較すると分かるように、第1群のモデル(モデルNo.1~モデルNo.7)において、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが0°以上5°以下の範囲、または、85°以上90°以下の範囲であれば、開発材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合よりも、ステータコアの鉄損の劣化を抑制させることができることが確認された。
Comparing the models of the first to third groups with each other, the models of the third group have the smallest iron loss, and the models of the first group have the largest iron loss.
In FIG. 10, as can be seen by comparing
ただし、表5および図10に示すように、開発材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合の鉄損(グラフ1005)は、従来材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合の鉄損(グラフ1004を参照)、および、開発材の電磁鋼板の板面の全面を接着部として電磁鋼板を接着剤により固定して構成されたステータコアを用いる場合の鉄損(グラフ1006を参照)よりも小さい。このため、モデルNo.1~モデルNo.7のステータコアを用いる場合、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが0°以上5°以下の範囲、または、85°以上90°以下の範囲でなくてもよく、このような範囲は好ましい範囲となる。 However, as shown in Table 5 and Figure 10, the iron loss (graph 1005) when using a stator core constructed by fixing the developed electromagnetic steel plate by caulking is the same as the iron loss (graph 1005) when the conventional electromagnetic steel plate is fixed by caulking. Iron loss when using the constructed stator core (see graph 1004), and when using a stator core constructed by fixing the electromagnetic steel plate with an adhesive using the entire plate surface of the developed electromagnetic steel plate as the adhesive part. It is smaller than the iron loss (see graph 1006). For this reason, model no. 1~Model No. When using the stator core No. 7, the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD is not in the range of 0° or more and 5° or less, or in the range of 85° or more and 90° or less. This range is a preferable range.
尚、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度αの範囲(0°以上5°以下の範囲、および、85°以上90°以下の範囲)は、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2が233%に対して±5%となっても(即ち、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2が228%以上238%以下の範囲内であっても)維持されることを確認した。 The range of the angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD (the range of 0° or more and 5° or less, and the range of 85° or more and 90° or less) is the ratio of the width dimension d1 to the interval dimension d2. Even if d1/d2 is ±5% with respect to 233% (that is, even if the ratio d1/d2 of width dimension d1 to interval dimension d2 is within the range of 228% or more and 238% or less). It was confirmed.
また、第2群のモデル(モデルNo.8~モデルNo.14)においては、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αが何れの角度(0°以上90°以下)であっても、開発材の電磁鋼板をカシメにより固定して構成されたステータコアを用いる場合よりも、ステータコアの鉄損の劣化を抑制させることができることが確認された。更に、第3群のモデル(モデルNo.15~モデルNo.21)においては、第2群のモデル(モデルNo.8~モデルNo.14)よりも、ステータコアの鉄損の劣化が抑制させることができることが確認された。間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2を小さくすることにより、接着剤を起因とする電磁鋼板40の歪が抑えられ、ステータコアの磁気特性を確保できたと考えられる。
In addition, in the second group of models (Model No. 8 to Model No. 14), the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD is any angle (0° or more and 90° or more). It was confirmed that deterioration of the iron loss of the stator core can be suppressed more than when using a stator core constructed by fixing developed electromagnetic steel sheets by caulking, even if the stator core is crimped. Furthermore, in the models of the third group (Model No. 15 to Model No. 21), deterioration of the iron loss of the stator core is suppressed more than in the models of the second group (Model No. 8 to Model No. 14). It has been confirmed that this is possible. It is considered that by reducing the ratio d1/d2 of the width dimension d1 to the interval dimension d2, distortion of the
表6および図10に示す例では、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2を167%以下とすると、電磁鋼板の鉄損の劣化をより抑制することができ、間隔寸法d2に対する幅寸法d1の比率d1/d2を67%以下とすると、電磁鋼板40の鉄損の劣化をより一層抑制することができることが確認された。
In the example shown in Table 6 and FIG. 10, if the ratio d1/d2 of the width dimension d1 to the interval dimension d2 is 167% or less, deterioration of iron loss of the electrical steel sheet can be further suppressed, and the width dimension to the interval dimension d2 It was confirmed that when the ratio d1/d2 of d1 was set to 67% or less, deterioration of the iron loss of the
(まとめ)
以上のように本実施形態では、電磁鋼板40の板面同士が相互に対向するように積層された複数の電磁鋼板40の、積層方向において相互に隣り合う電磁鋼板40の間に接着剤による接着部を形成する。したがって、従来材の電磁鋼板の板面の全面を接着部とする場合よりも、ステータコア21の磁気特性を向上させることができる。これにより、回転電機10の損失(鉄損)を低減することができる。
(summary)
As described above, in this embodiment, adhesive is used to bond between adjacent
また、本実施形態では、積層方向から見て、第1の方向D1に延びる帯状に形成され、且つ、第1の方向D1と直交する第2の方向D1に間隔を有して並んで配置されるように複数の接着部41を形成する。このとき、第1の方向D1と電磁鋼板40の圧延方向とのなす角度のうち小さい方の角度αを、0°以上30°以下、または、60°以上90°以下とする。したがって、電磁鋼板40の板面の全面を接着部とする場合よりも、ステータコア21の磁気特性を向上させることができる。
Further, in the present embodiment, when viewed from the stacking direction, the strips are formed in a band shape extending in the first direction D1, and are arranged side by side with intervals in the second direction D1 orthogonal to the first direction D1. A plurality of
また、本実施形態では、接着部41の幅寸法d1は、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し233%以下とする。したがって、従来材の電磁鋼板をカシメにより固定する場合よりも、ステータコア21の磁気特性を向上させることができる。
Further, in the present embodiment, the width dimension d1 of the bonded
また、本実施形態では、第1の方向D1と圧延方向RDとのなす角度のうち小さい方の角度αを、が0°以上5°以下の範囲、および、85°以上90°以下の範囲とする。したがって、ステータコア21の磁気特性をより向上させることができる。特に、接着部41の幅寸法d1が、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し233±5%の範囲内である場合にこのようにすることにより、電磁鋼板40同士の接着力を高めつつ、開発材の電磁鋼板をカシメにより固定する場合よりも、ステータコア21の磁気特性を向上させることができる。
In the present embodiment, the smaller angle α between the first direction D1 and the rolling direction RD is in the range of 0° or more and 5° or less, and in the range of 85° or more and 90° or less. do. Therefore, the magnetic properties of
また、本実施形態では、接着部41の幅寸法d1が、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し167%以下とする。したがって、ステータコア21の磁気特性の劣化をより抑制させることができる。接着部41の幅寸法d1が、隣り合う接着部41同士の間隔寸法d2に対し67%以下とすれば、ステータコア21の磁気特性の劣化をより一層抑制させることができる。
Further, in the present embodiment, the width dimension d1 of the bonded
(変形例)
<変形例1>
本実施形態では、接着部41の幅方向の両端部の形状が直線状である場合を例に挙げて説明した。しかしながら、接着部の形状はこのような形状に限定されない。例えば、以下のようにしてもよい。
図11は、接着部の構成の変形例を示す図である。
図11において、電磁鋼板40同士の間には、複数の接着部141が設けられる。それぞれの接着部141は、電磁鋼板40の板面上において積層方向から見て第1の方向D1に沿って帯状に形成される。また、複数の接着部141は、第2の方向D2に等間隔に並んで配置される。第2の方向D2において相互に間隔を有して隣り合う位置にある2つの接着部は、間隔寸法d2だけ離れて配置される。
(Modified example)
<
The present embodiment has been described using an example in which both ends of the
FIG. 11 is a diagram showing a modification of the configuration of the adhesive part.
In FIG. 11, a plurality of bonded
接着部141は、第1の方向D1に沿って並ぶ複数の要素接着部141cを有する。要素接着部141cとは、第1の方向D1に複数沿って並んで接着部141を構成する接着剤の塊である。複数の要素接着部141c同士は、相互に略同形状であるが、相互に異なる形状であってもよい。第1の方向D1において隣り合う位置にある要素接着部141c同士は相互に連なっている。それぞれの要素接着部141cは、積層方向から見て、第1の方向D1を長軸とする略楕円形状である。したがって、接着部141の幅方向の両端部は、第1の方向D1に沿って曲がりくねって延びる。要素接着部141cの形状は、略楕円形状に限定されず、例えば、略円形状などであってもよい。本実施形態で説明した第1の方向D1に沿って帯状に延びる複数の接着部は、図11に示すように、幅方向(第2の方向D2)の両端部が必ずしも直線状である必要はなく、第1の方向D1に沿って曲がりくねっていてもよい。
The
接着部141は、第1の方向D1と平行な中心線CLを中心として中心線CLに沿って延びる。接着部141は、中心線CLを中心として線対称となる形状である。
本変形例に示すように、接着部141の幅方向の両端部が曲がりくねって延びる場合、接着部141の幅寸法d1の定義を以下のようにすることができる。即ち、接着部141の幅方向の両端部を直線状に近似した仮想線VLを設定して、接着部141の幅寸法d1を定義する。仮想線VLは、中心線CLと略平行に延びる。一対の仮想線VLは、一対の仮想線VLで挟まれた領域の面積が、積層方向から見た接着部141の面積と等しくなるように定義される仮想的な直線である。
The
As shown in this modification, when both ends of the
本変形例において、接着部141の幅寸法d1は、一対の仮想線VL同士の第2の方向D2に沿う距離寸法である。また、本変形例において、間隔寸法d2は、第2の方向D2において隣り合う接着部141の仮想線VL同士の距離寸法である。
In this modification, the width dimension d1 of the
本変形例に示す接着部141は、前述した本実施形態における接着部41と同様の効果を奏することができる。この種の接着部141は、例えば、複数のディスペンサーから接着剤を電磁鋼板40に点状に複数箇所、第1の方向D1に沿って塗布した後、この電磁鋼板40を他の電磁鋼板40に押し付けて接着剤を両電磁鋼板40間で圧縮することにより形成される。このように、接着部141の幅寸法が不均一となった場合であっても、前述した本実施形態と同様の効果を得ることができる。
The
<変形例2>
本実施形態では、縞状の接着部が設けられる範囲を電磁鋼板の面内の全域とする場合を例に挙げて説明した。しかしながら、縞状の接着部が設けられる範囲は、電磁鋼板の面内の一部の範囲としてもよい(縞状の接着部は、電磁鋼板の面内において部分的に設けられていてもよい)。例えば、電磁鋼板40のコアバック部22に重なる領域にのみ、縞状の接着部が設けられていてもよい。また、電磁鋼板40のティース部23に重なる領域にのみ、縞状の接着部が設けられていてもよい。
<Modification 2>
The present embodiment has been described using an example in which the range in which the striped adhesive portions are provided is the entire in-plane area of the electromagnetic steel sheet. However, the range in which the striped adhesive portions are provided may be a partial range within the plane of the electromagnetic steel sheet (the striped adhesive portions may be provided partially within the plane of the electromagnetic steel sheet). . For example, striped adhesive portions may be provided only in the region overlapping the core back
<変形例3>
ステータコアの形状は、図1に示した形状に限定されるものではない。具体的には、ステータコアの外径および内径の寸法、積厚、スロット数、ティース部の周方向と径方向の寸法比率、ティース部とコアバック部との径方向の寸法比率、などは所望の回転電機の特性に応じて任意に設計可能である。
<Modification 3>
The shape of the stator core is not limited to the shape shown in FIG. Specifically, the dimensions of the outer and inner diameters of the stator core, the stacking thickness, the number of slots, the circumferential and radial dimension ratio of the teeth section, the radial dimension ratio of the teeth section and the core back section, etc. are set to the desired values. It can be arbitrarily designed according to the characteristics of the rotating electric machine.
<変形例4>
本実施形態では、2つ1組の永久磁石32で1つの磁極を形成するロータ30を例に挙げて説明した。しかしながら、ロータの構成は、このようなものに限定されない。例えば、1つの永久磁石32で1つの磁極を形成していてもよく、3つ以上の永久磁石32で1つの磁極を形成していてもよい。
<Modification 4>
In this embodiment, the
<変形例5>
本実施形態では、インナーロータ型の回転電機を例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、アウターロータ型の回転電機であってもよい。また、本実施形態では、ステータ20とロータ30とが径方向において間隔を有して対向するラジアルギャップ型の回転電機を例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、ステータとロータとが軸方向において間隔を有して対向するアキシャルギャップ型の回転電機であってもよい。
<Modification 5>
Although the present embodiment has been described using an inner rotor type rotating electrical machine as an example, the rotating electrical machine is not limited to this. For example, it may be an outer rotor type rotating electric machine. Further, in the present embodiment, a radial gap type rotating electrical machine in which the
また、本実施形態では、回転電機10として、永久磁石界磁型電動機を一例に挙げて説明した。しかしながら、回転電機の構造は、以下に例示するようにこれに限定されず、更には以下に例示しない種々の公知の構造も採用可能である。
まず、本実施形態では、同期電動機として、永久磁石界磁型電動機を例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、回転電機がリラクタンス型電動機や電磁石界磁型電動機(巻線界磁型電動機)であってもよい。また、本実施形態では、交流電動機として、同期電動機を一例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、回転電機が誘導電動機であってもよい。また、本実施形態では、電動機として、交流電動機を一例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、回転電機が直流電動機であってもよい。また、本実施形態では、回転電機として、電動機を一例に挙げて説明したが、回転電機はこれに限定されない。例えば、回転電機が発電機であってもよい。
Furthermore, in the present embodiment, a permanent magnet field type electric motor has been described as an example of the rotating
First, in the present embodiment, a permanent magnet field type motor is used as an example of the synchronous motor, but the rotating electric machine is not limited to this. For example, the rotating electric machine may be a reluctance type motor or an electromagnetic field type motor (wire-wound field type motor). Furthermore, in the present embodiment, a synchronous motor has been described as an example of the AC motor, but the rotating electric machine is not limited to this. For example, the rotating electric machine may be an induction motor. Further, in the present embodiment, an AC motor is used as an example of the electric motor, but the rotating electric machine is not limited to this. For example, the rotating electrical machine may be a DC motor. Further, in the present embodiment, an electric motor has been described as an example of the rotating electrical machine, but the rotating electrical machine is not limited to this. For example, the rotating electric machine may be a generator.
<変形例6>
本実施形態では、積層コアをステータコアに適用した場合を例に挙げて説明した。しかしながら、積層コアはステータコア以外にも適用することができる。例えば、積層コアを、ロータコアに適用することも可能である。また、積層コアを、回転電機に代えて変圧器に採用することも可能である。
<Modification 6>
In this embodiment, the case where the laminated core is applied to the stator core has been described as an example. However, the laminated core can be applied to other than stator cores. For example, it is also possible to apply a laminated core to the rotor core. Moreover, it is also possible to employ the laminated core in a transformer instead of a rotating electric machine.
その他、本発明の趣旨に逸脱しない範囲で、前述した実施形態およびその変形例における構成要素を周知の構成要素に置き換えることは適宜可能であり、また、変形例の一部または全部を適宜組み合わせてもよい。 In addition, without departing from the spirit of the present invention, it is possible to replace the components in the above-described embodiments and modifications thereof with well-known components as appropriate, and also combine some or all of the modifications as appropriate. Good too.
<その他の変形例>
尚、以上説明した本発明の実施形態は、何れも本発明を実施するにあたっての具体化の例を示したものに過ぎず、これらによって本発明の技術的範囲が限定的に解釈されてはならないものである。即ち、本発明はその技術思想、またはその主要な特徴から逸脱することなく、様々な形で実施することができる。
<Other variations>
The embodiments of the present invention described above are merely examples of implementation of the present invention, and the technical scope of the present invention should not be construed as limited by these. It is something. That is, the present invention can be implemented in various forms without departing from its technical idea or main features.
10:回転電機、20:ステータ、21:ステータコア(積層コア)、30:ロータ、40:電磁鋼板、41,141:接着部、50:ケース、60:回転軸、D1:第1の方向、D2:第2の方向、d1:幅寸法、d2:間隔寸法、RD:圧延方向、α:角度、O:中心軸線 10: Rotating electric machine, 20: Stator, 21: Stator core (laminated core), 30: Rotor, 40: Electromagnetic steel plate, 41, 141: Adhesive part, 50: Case, 60: Rotating shaft, D1: First direction, D2 : second direction, d1: width dimension, d2: interval dimension, RD: rolling direction, α: angle, O: center axis
Claims (5)
積層方向において相互に隣り合う前記電磁鋼板の間の少なくとも一部の領域に配置され、当該電磁鋼板同士を接着するための接着部と、を有し、
前記電磁鋼板は、
質量%で、
C:0.0100%以下、
Si:1.50%~4.00%、
sol.Al:0.0001%~1.0%、
S:0.0100%以下、
N:0.0100%以下、
Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Auからなる群から選ばれる1種以上:総計で2.50%~5.00%、
Sn:0.000%~0.400%、
Sb:0.000%~0.400%、
P:0.000%~0.400%、および
Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn、Cdからなる群から選ばれる1種以上:総計で0.0000%~0.0100%を含有し、
Mn含有量(質量%)を[Mn]、Ni含有量(質量%)を[Ni]、Co含有量(質量%)を[Co]、Pt含有量(質量%)を[Pt]、Pb含有量(質量%)を[Pb]、Cu含有量(質量%)を[Cu]、Au含有量(質量%)を[Au]、Si含有量(質量%)を[Si]、sol.Al含有量(質量%)を[sol.Al]としたときに、以下の(1)式を満たし、
残部がFeおよび不純物からなる化学組成を有し、
圧延方向のB50をB50L、圧延方向とのなす角度が90°の方向のB50をB50C、圧延方向となす角度のうち小さい方の角度が45°となる2つの方向のB50のうち一方の方向のB50、他方の方向のB50を、それぞれ、B50D1、B50D2としたときに、以下の(2)式且つ(3)式を満たし、{100}<011>のX線ランダム強度比が5以上30未満であり、板厚が0.50mm以下であり、
前記接着部は、接着剤を有し、
積層方向において相互に隣り合う前記電磁鋼板の間に、複数の前記接着部を有し、
前記積層方向から見て、前記複数の接着部は、各々第1の方向に延びており、
前記複数の接着部は、相互に前記第1の方向と直交する第2の方向に間隔を有して並んで配置されており、
前記第1の方向と前記電磁鋼板の圧延方向とがなす角度は、0°以上30°以下、または、60°以上90°以下であることを特徴とする積層コア。
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0% ・・・(1)
(B50D1+B50D2)/2>1.7T ・・・(2)
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2・・・(3) A plurality of electromagnetic steel plates stacked so that the plate surfaces face each other,
an adhesive part disposed in at least a part of the area between the electromagnetic steel plates adjacent to each other in the lamination direction, and for bonding the electromagnetic steel plates to each other;
The electromagnetic steel sheet is
In mass%,
C: 0.0100% or less,
Si: 1.50% to 4.00%,
sol. Al: 0.0001% to 1.0%,
S: 0.0100% or less,
N: 0.0100% or less,
One or more types selected from the group consisting of Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, and Au: 2.50% to 5.00% in total,
Sn: 0.000% to 0.400%,
Sb: 0.000% to 0.400%,
P: 0.000% to 0.400%, and one or more selected from the group consisting of Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd: 0.0000% to 0 in total Contains .0100%,
Mn content (mass%) is [Mn], Ni content (mass%) is [Ni], Co content (mass%) is [Co], Pt content (mass%) is [Pt], Pb content amount (mass %) is [Pb], Cu content (mass %) is [Cu], Au content (mass %) is [Au], Si content (mass %) is [Si], sol. The Al content (mass%) was determined by [sol. Al], the following formula ( 1 ) is satisfied,
The remainder has a chemical composition consisting of Fe and impurities,
B50 in the rolling direction is B50L, B50 in the direction where the angle with the rolling direction is 90° is B50C, and B50 in one of the two directions where the smaller angle with the rolling direction is 45°. B50 and B50 in the other direction are respectively B50D1 and B50D2, the following formulas ( 2 ) and ( 3 ) are satisfied, and the X-ray random intensity ratio of {100}<011> is 5 or more and less than 30 , the plate thickness is 0.50 mm or less,
The adhesive part has an adhesive,
A plurality of the adhesive portions are provided between the electromagnetic steel sheets that are adjacent to each other in the lamination direction,
When viewed from the stacking direction, each of the plurality of adhesive portions extends in a first direction,
The plurality of adhesive parts are arranged in a line with intervals in a second direction perpendicular to the first direction,
A laminated core characterized in that the angle between the first direction and the rolling direction of the electromagnetic steel sheet is 0° or more and 30° or less, or 60° or more and 90° or less .
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0%...( 1 )
(B50D1+B50D2)/2>1.7T...( 2 )
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2...( 3 )
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