TWI769583B - 定子鐵芯、旋轉電機、定子鐵芯之設計方法 - Google Patents

定子鐵芯、旋轉電機、定子鐵芯之設計方法 Download PDF

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Abstract

本發明係具有經積層之複數片電磁鋼板之定子鐵芯，定子鐵芯之複數個芯齒中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄。

Description

定子鐵芯、旋轉電機、定子鐵芯之設計方法
本發明係涉及定子鐵芯、旋轉電機、定子鐵芯之設計方法者。尤其係適合用於具有經積層之複數片電磁鋼板之定子鐵芯者。
本案係依據已於2019年11月15日於日本提申之日本特願2019-206649號主張優先權，並於此援引其內容。
旋轉電機之定子鐵芯(鐵芯)主要使用電磁鋼板。電磁鋼板可大致區分為方向性電磁鋼板與無方向性電磁鋼板。電磁鋼板之磁特性一般而言係在板面內具有各向異性。尤其，方向性電磁鋼板之磁特性的各向異性大，相較於其他方向，軋延方向之磁特性極端良好。另一方面，即便為無方向性電磁鋼板，雖較方向性電磁鋼板更小，但在磁特性上仍具各向異性。若將所述之在磁特性上具各向異性之電磁鋼板積層來構成定子鐵芯，會產生磁特性良好的部分與並非如此的部分，而在定子鐵芯之磁特性分布上產生參差。具體而言係導致產生定子鐵芯內磁通密度之參差，而鐵損變大。
在專利文獻1中揭示有旋轉電機之技術，係將定子鐵芯的溝底與外周之間的磁通的通路尺寸(亦即定子鐵芯之軛部的徑方向長度)在磁特性良好的區域設得較小，在磁特性差的區域設得較大。專利文獻1所揭示之旋轉電機之技術係藉由使定子鐵芯之軛部的截面積因應磁特性而不同，對於相同的磁通，使磁通密度在磁特性越差的區域變得越低。
在專利文獻2中揭示有3極鐵芯之技術，係將沿著軋延方向或軋延直角方向之方向之磁極齒的表面積做成較其他磁極齒的表面積更窄。專利文獻2所揭示之 3極鐵芯藉由將沿著軋延方向或軋延直角方向之方向之磁極齒的表面積做成較其他磁極齒的表面積更窄，而使價格低廉且可消除磁通不均的情況。
先前技術文獻 專利文獻
專利文獻1：日本專利特開昭59-10142號公報
專利文獻2：日本專利特開平8-214476號公報
然而，在專利文獻1揭示之技術中，磁通係從芯齒一邊彎曲一邊流入軛部，因此不易特定出軛部之周方向中哪個部位的通路尺寸要加大或縮小。亦即，專利文獻1之技術有難以決定定子鐵芯的形狀而無法減低磁通密度之參差的疑慮。
另外，專利文獻2揭示之技術之前提在於沿著軋延方向或軋延直角方向之方向的磁通較其餘方向的磁通更容易通過，但沿著軋延方向或軋延直角方向之方向的磁通有時並不易通過。亦即，即便如專利文獻2之技術所述地根據軋延方向來決定3極鐵芯的形狀，仍會有無法減低磁通密度之參差的疑慮。
本發明係有鑑於以上所述問題點而做成者，其目的在於減低磁通密度之參差並抑制鐵損。
為了解決上述課題，本發明採用以下構成。
(1)本發明一態樣之定子鐵芯係具有經積層之複數片電磁鋼板之定子鐵芯，前述定子鐵芯之複數個芯齒中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄。
(2)如上述(1)之定子鐵芯在前述定子鐵芯之芯齒中，前述定子鐵芯之芯齒的寬度與以預定磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度之積，亦可在各芯齒呈大致固 定。
(3)如上述(1)或(2)之定子鐵芯，前述定子鐵芯亦可積層業經軋延後之電磁鋼板而構成，前述電磁鋼板具有以下化學組成：以質量%計含有：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、選自於由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu及Au所構成群組中之1種以上：合計2.50%~5.00%、Sn：0.000%~0.400%、Sb：0.000%~0.400%、P：0.000%~0.400%及選自於由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd所構成群組中之1種以上：合計0.0000%~0.0100%，令Mn含量(質量%)為[Mn]、Ni含量(質量%)為[Ni]、Co含量(質量%)為[Co]、Pt含量(質量%)為[Pt]、Pb含量(質量%)為[Pb]、Cu含量(質量%)為[Cu]、Au含量(質量%)為[Au]、Si含量(質量%)為[Si]、sol.Al含量(質量%)為[sol.Al]，此時滿足以下(1)式，且剩餘部分由Fe及不純物所構成，令軋延方向之B50的值為B50L、從軋延方向傾斜45°之方向之B50的值為B50D1、從軋延方向傾斜90°之方向之B50的值為B50C、從軋延方向傾斜135°之方向之B50的值為B50D2，此時滿足以下(2)式及(3)式，{100}<011>之X射線隨機強度比為5以上且小於30，且板厚為0.50mm以下，前述磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為45°之方向，前述磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為0°及90°之方向；並且，前述定子鐵芯之沿著前述從軋延方向起算之角度為45°之方向之芯齒的寬度係較沿著前述從軋延方向起算之角度為0°之方向之芯齒的寬度及沿著前述從軋延方向起算之角度為90°之方向之芯齒的寬度之任一寬度皆更窄。
([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)
在此，磁通密度B50係以磁場強度5000A/m激磁後的磁通密度。
(4)如上述(3)之定子鐵芯亦可滿足以下(4)式。
(B50D1+B50D2)/2>1.1×(B50L+B50C)/2‧‧‧(4)
(5)如上述(3)之定子鐵芯亦可滿足以下(5)式。
(B50D1+B50D2)/2>1.2×(B50L+B50C)/2‧‧‧(5)
(6)如上述(3)之定子鐵芯亦可滿足以下(6)式。
(B50D1+B50D2)/2>1.8T‧‧‧(6)
(7)本發明一態樣之旋轉電機具備如上述(1)至(6)中任一項之定子鐵芯。
(8)本發明一態樣之定子鐵芯之設計方法，係設計具有經積層之電磁鋼板之定子鐵芯的方法，該設計方法具有以下步驟：芯齒磁通密度取得步驟，係取得以預定磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊；及，決定步驟，係以使前述定子鐵芯之芯齒的寬度與透過前述芯齒磁通密度取得步驟取得之芯齒的磁通密度之積在各芯齒呈大致固定的方式，決定前述定子鐵芯之芯齒的寬度。
(9)如上述(8)之定子鐵芯之設計方法亦可具有以下步驟：運轉數據取得步驟，係取得在使具備有前述定子鐵芯之旋轉電機運轉時前述旋轉電機之運轉數據；特定步驟，係根據透過前述運轉數據取得步驟取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件當中運轉時間比率最高的運轉條件；平均磁通密度取得步驟，係取得與透過前述特定步驟特定出之比率最高的運轉條件對應之芯齒之平均磁通密度資訊；及，平均磁場強度算出步驟，係從透過前述平均磁通密度取得步驟取得之芯齒之平均磁通密度資訊，算出芯齒之平均磁場強度；在前述芯齒磁通密度取得步驟中，係取得以透過前述平均磁場強度算出步驟算出之平均磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊。
(10)如上述(8)之定子鐵芯之設計方法亦可具有以下步驟：運轉數據取得步驟，係取得在使具備有前述定子鐵芯之旋轉電機運轉時前述旋轉電機之運轉數據；特定步驟，係根據透過前述運轉數據取得步驟取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自之運轉時間比率；平均磁通密度取得步驟，係取得與前述複 數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊；及，平均磁場強度算出步驟，係從透過前述平均磁通密度取得步驟取得之與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，對前述複數個運轉條件各自算出芯齒之平均磁場強度；在前述芯齒磁通密度取得步驟中，係取得以透過前述平均磁場強度算出步驟算出之前述複數個運轉條件各自之芯齒之平均磁場強度激磁後，前述複數個運轉條件各自之芯齒的磁通密度資訊；在前述決定步驟中，係以使前述定子鐵芯之芯齒的寬度與透過前述芯齒磁通密度取得步驟取得之芯齒的磁通密度之積在各芯齒呈大致固定的方式，對前述複數個運轉條件各自算出芯齒寬度，且根據透過前述特定步驟特定出之運轉時間比率，將所算出之前述複數個運轉條件各自之芯齒寬度予以加權，來決定加權後之芯齒寬度。
(11)如上述(8)之定子鐵芯之設計方法亦可具有以下步驟：運轉數據取得步驟，係取得在使具備有前述定子鐵芯之旋轉電機運轉時前述旋轉電機之運轉數據；特定步驟，係根據透過前述運轉數據取得步驟取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自之運轉時間比率；平均磁通密度取得步驟，係取得與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊；評估磁通密度算出步驟，係從透過前述平均磁通密度取得步驟取得之與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，根據透過前述特定步驟特定出之運轉時間比率予以加權，算出加權後之芯齒之評估磁通密度；及，平均磁場強度算出步驟，係從透過前述評估磁通密度算出步驟算出之芯齒之評估磁通密度，算出芯齒之平均磁場強度；在前述芯齒磁通密度取得步驟中，係取得以在前述平均磁場強度算出步驟中算出之芯齒之平均磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊。
(12)如上述(9)至(11)中之任一項之定子鐵芯之設計方法，亦可在前述運轉數據取得步驟中取得具備有前述定子鐵芯之旋轉電機的規劃數據及實績數據中之至少任一種運轉數據。
根據本發明之上述態樣，可減低磁通密度之參差並抑制鐵損。
100:旋轉電機
110,410,1610:轉子
120,420,1620:定子
121a~121p,501a~501m,1701a~1701p:芯齒
122:軛部
130,430,1630:旋轉軸
201,202:圖形
311,312,313,314,315,316,317,318,321,322,323,324:位置
400,600,1600:馬達
411:永久磁鐵
415:轉子鐵芯
421,1621:定子鐵芯
422,1622:線圈
2700:定子鐵芯之設計裝置
2701:運轉數據取得部
2702:運轉條件/運轉比率特定部
2703:平均磁通密度取得部
2704:評估磁通密度算出部
2705:平均磁場強度算出部
2706:芯齒磁通密度取得部
2707:芯齒寬度決定部
2708:定子鐵芯設計部
O:軸
S101~S107,S201~S208,S301~S308:定子鐵芯之設計裝置之處理
TW:距離
TW1:根部寬度
TW2:前端寬度
圖1係顯示旋轉電機之構成的一例的圖。
圖2係顯示從軋延方向起算之角度與磁特性之關係的圖表。
圖3係用以說明芯齒寬度的圖。
圖4係顯示馬達之構成的一例的圖。
圖5係顯示定子鐵芯中從軋延方向起算之角度為0°~90°的圖。
圖6係列示轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係的表。
圖7係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係的表(素材A)。
圖8係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度之關係的表(素材A)。
圖9係列示比較例與發明例之鐵損比率的表(素材A)。
圖10係列示運轉數據的一例的表。
圖11係列示每個從軋延方向起算之角度之根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表(素材A)。
圖12係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係的表(素材B)。
圖13係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度之關係的表(素材B)。
圖14係列示比較例與發明例之鐵損比率的表(素材B)。
圖15係列示每個從軋延方向起算之角度之根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表(素材B)。
圖16係顯示馬達之構成的一例的圖。
圖17係顯示定子鐵芯中從軋延方向起算之角度為0°~90°的圖。
圖18係列示轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係的表。
圖19係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係的表(素材A)。
圖20係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度之關係的表(素材A)。
圖21係列示比較例與發明例之鐵損比率的表(素材A)。
圖22係列示每個從軋延方向起算之角度之根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表(素材A)。
圖23係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係的表(素材B)。
圖24係列示轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度之關係的表(素材B)。
圖25係列示比較例與發明例之鐵損比率的表(素材B)。
圖26係列示每個從軋延方向起算之角度之根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表(素材B)。
圖27係顯示定子鐵芯之設計裝置之功能構成的一例的圖。
圖28係顯示定子鐵芯之設計裝置之處理的一例的流程圖。
圖29係顯示定子鐵芯之設計裝置之處理的一例的流程圖。
圖30係顯示定子鐵芯之設計裝置之處理的一例的流程圖。
以下，一邊參照圖式一邊說明本發明一實施形態。又，各圖所示之X-Y-Z座標係顯示各圖中之朝向關係，X-Y-Z座標之原點不限於各圖所示之位 置。另外，以下說明中，所謂長度、形狀、方向、大小、間隔及其他物理量相同的情況，並不限於完全相同，亦包含在不損及對象部分之功能的範圍內相異的情況。
<旋轉電機之構成>
圖1係顯示旋轉電機100之構成的一例的圖。具體而言，圖1係顯示將旋轉電機100以垂直於其軸O之方式裁切後之截面的圖。在以下說明中，視需求分別將旋轉電機100之圓周方向(繞著旋轉電機100之軸O的方向)、徑方向(從旋轉電機100之軸O呈放射狀延伸之方向)、高度方向(平行於軸O的方向(Z軸方向))簡稱為圓周方向、徑方向、高度方向。並且視需求將旋轉電機100之軸O簡稱為軸O。
於圖1中，旋轉電機100具有轉子110與定子120。
轉子110係以成為與旋轉軸130(軸O)同軸的方式，直接或透過構件安裝於旋轉軸130。轉子110譬如具有轉子鐵芯(core)、永久磁鐵及旋轉軸(shaft)。轉子110可利用公知技術來實現，故在此省略其詳細說明。
定子120係以成為與旋轉軸130(軸O)同軸的方式，配置於轉子110外側。定子120具有定子鐵芯與線圈。為便於標記，在圖1中省略線圈之圖示。定子鐵芯具有複數個芯齒121a~121p與軛部122。軛部122大致具有中空圓筒形狀。芯齒121a~121p係從軛部122的內周面朝向軸O沿徑方向延伸。且芯齒121a~121p係在圓周方向上等間隔地配置。芯齒121a~121p及軛部122係呈一體。亦即，芯齒及軛部無境界線。另外，在所謂的分割鐵芯時，亦無存在於軛部內之境界線。
以使複數個芯齒121a~121p之前端面與轉子110之轉子鐵芯的外周面具有間隔(空隙)而面對的方式，來決定轉子110及定子120的位置。並且，對複數個芯齒121a~121p，分別將線圈(繞組)在與芯齒121a~121p電性絕緣的狀態下配置。線圈之捲繞方式可為分布捲繞，亦可為集中捲繞。藉由對定子120之線圈流 送激磁電流，會產生旋轉磁場，該旋轉磁場會使得轉子110旋轉。
在此，係舉旋轉電機100為內轉子型馬達(電動機)的情況為例來說明。馬達的應用對象可舉例如電動汽車(Electric Vehicle)、混合動力電動汽車(Hybrid Electric Vehicle)或壓縮機，惟馬達的應用對象無特別限定。
在本實施形態中，定子鐵芯係使用無方向性電磁鋼板作為電磁鋼板的一例而構成。無方向性電磁鋼板例如可使用符合JIS C 2552(2014)中規定之「無方向性電磁鋼帶」者。
做成配合定子鐵芯之平面整體形狀(圖1所示之形狀)進行切割後之無方向性電磁鋼板，將具有相同形狀及大小的複數片無方向性電磁鋼板積層並加以固定，而構成定子鐵芯。定子鐵芯的固定例如可藉由採用歛縫來實現。切割無方向性電磁鋼板的方法無特別限定。例如可採用藉由模具所行之沖裁加工、金屬線放電加工等來切割無方向性電磁鋼板。
圖1中，為便於後述之說明，係將角度標記成2種。圖1中不附加括弧來表示之角度(0°、22.5°、45°、67.5°、90°)係以無方向性電磁鋼板之軋延方向為基準時，表示無方向性電磁鋼板之軋延方向與芯齒121a~121p之徑方向所成之角度中90°以下的角度。圖1中附加括弧來表示之角度(0°、22.5°、45°、67.5°、90°、112.5°、135°、157.5°、180°、202.5°、225°、247.5°、270°、292.5°、315°、337.5°、360°)表示以無方向性電磁鋼板之軋延方向中朝向X軸之正方向的方向為基準(0[°])，令朝向圖1之紙面為逆時針之方向為正方向時的角度。如所述地在圖1中，不附加括弧來表示之角度與其後附加括弧來表示之角度係標記方式不同者，其意義相同。
在此，芯齒121a~121p之徑方向係與假想線(圖1中以虛線表示之直線)延伸的方向呈平行的方向，該假想線係通過該芯齒121a~121p之圓周方向中心與軸O者，且係與垂直於軸O(定子鐵芯之軸)之平面(X-Y平面)呈平行者。圖1中， 係舉無方向性電磁鋼板之軋延方向為X軸方向的情況為例來顯示。
在以下說明中，以無方向性電磁鋼板之軋延方向為基準時，視需求將無方向性電磁鋼板之軋延方向與芯齒121a~121p之徑方向所成之角度稱為從軋延方向起算之角度。又，在以下說明中，為便於說明，有時會將從軋延方向起算之角度作為如圖1中不附加括弧來表示之角度這般定義之角度來說明，且有時會作為如圖1中附加括弧來表示之角度這般定義之角度來說明，但如前所述，不附加括弧來表示之角度與其後附加括弧來表示之角度係標記方式不同者，其意義相同。
在本實施形態中，以前述方式進行而切割出的複數片無方向性電磁鋼板係在將從軋延方向起算之角度對齊後之狀態下積層。亦即，以前述方式進行而切割出的複數片無方向性電磁鋼板之區域中，屬於同一芯齒之區域之(作為如圖1中不附加括弧來表示之角度這般定義之角度來表示時)從軋延方向起算之角度相同。
在本實施形態中，係說明使用對於從軋延方向起算之角度，磁特性不同之第1無方向性電磁鋼板(稱之為素材A)與第2無方向性電磁鋼板(稱之為素材B)之2種無方向性電磁鋼板，分別構成定子鐵芯的情況。
素材A係一種從軋延方向起算之角度0°為磁特性最優異之方向且各向異性較小的鋼板。素材B係一種從軋延方向起算之角度45°為磁特性最優異之方向且各向異性較大的鋼板。
圖2係顯示從軋延方向起算之角度與素材A及素材B各自的磁特性之關係的圖表。磁特性之一例為磁通密度的大小，在此係以磁場強度5000[A/m]激磁後之磁通密度大小(B50)。
圖形201表示素材A之正規化後的磁通密度B50，圖形202表示素材B之正規化後的磁通密度B50。圖形201及圖形202之正規化後的磁通密度B50，分別以將 素材A之每個從軋延方向起算之角度之B50的平均規格化為1.000後的比率來表示。又，圖2中，為便於標記，將從軋延方向起算之角度之標記設為與圖1中附加括弧來表示之角度同樣的標記。
素材A在從軋延方向起算之角度為0°中磁通密度最大，從角度0°起每隔90°之間隔，磁通密度變大。並且，在從軋延方向起算之角度為45°附近磁通密度小，從角度45°起每隔90°之間隔，磁通密度變小。亦即，素材A之磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為0°、90°、180°及270°，磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為45°、135°、225°及315°附近。以下，作為素材A之磁特性差之方向的代表值係記載從軋延方向起算之角度為45°、135°、225°及315°。又，素材A之角度0°~90°之範圍中之磁通密度與角度90°~180°之範圍中之磁通密度係以角度90°為界呈大致對稱。而且，素材A之角度0°~180°之範圍中之磁通密度與角度180°~360°之範圍中之磁通密度係以角度180°為界呈大致對稱。
另一方面，素材B在從軋延方向起算之角度為45°中磁通密度最大，從角度45°起每隔90°之間隔，磁通密度變大。並且，在從軋延方向起算之角度為0°附近磁通密度小，從角度0°起每隔90°之間隔，磁通密度變小。亦即，素材B之磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為45°、135°、225°及315°，磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為0°、90°、180°及270°附近。以下，作為素材B之磁特性差之方向的代表值係記載從軋延方向起算之角度為0°、90°、180°及270°。又，素材B之角度0°~90°之範圍中之磁通密度與角度90°~180°之範圍中之磁通密度係以角度90°為界呈大致對稱。而且，素材B之角度0°~180°之範圍中之磁通密度與角度180°~360°之範圍中之磁通密度係以角度180°為界呈大致對稱。
利用如圖2所示地依從軋延方向起算之角度不同而磁通密度大小不同之素材A或素材B構成了定子鐵芯時，定子鐵芯中各芯齒之徑方向的從軋延方向起算之角度分別不同，導致以預定磁場強度激磁後各芯齒的磁通密度不 同。因此，產生定子鐵芯內磁通密度之參差，而鐵損變大。使用所述之定子鐵芯構成了旋轉電機時，旋轉電機之效率會降低。
本案發明人等想到為了減低定子鐵芯內磁通密度之參差，只要調整各芯齒的寬度即可。具體而言，發明人等思及以下想法：只要將沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度做成較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄即可，或者只要將沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度做成較沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度更寬即可。並且，發明人等思及以下想法：為了更減低磁通密度之參差，只要以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度即可。
若根據如上述之發想來構成定子鐵芯，定子鐵芯係構成為圖1所示之芯齒121a~121p當中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄。
具體而言，首先，使用素材A構成圖1所示之定子鐵芯時，素材A中磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為0°的方向。在此，素材A中磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為0°的方向，係指除了角度0°之外，還有從軋延方向起算之角度為90°、180°、270°的方向。又，素材A中磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為45°的方向。在此，素材A中磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為45°的方向，係指除了角度45°之外，還有從軋延方向起算之角度為135°、225°、315°的方向。亦即，素材A中從軋延方向起算之角度0°、90°、180°、270°係磁特性優異之方向，角度45°、135°、225°、315°係磁特性差之方向。因此，藉由使芯齒121a、121e、121i、121m之各芯齒的寬度較芯齒121c、121g、121k、121o之各芯齒的寬度更窄，可減低定子鐵芯內磁通密度之參差。
另一方面，使用素材B構成圖1所示之定子鐵芯時，素材B中磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為45°的方向。在此，素材B中磁特性優異之方向係從 軋延方向起算之角度為45°的方向，係指除了角度45°之外，還有從軋延方向起算之角度為135°、225°、315°的方向。又，素材B中磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為0°及90°的方向。在此，素材B中磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為0°及90°的方向，係指除了角度0°及90°之外，還有從軋延方向起算之角度為180°、270°的方向。亦即，素材B中從軋延方向起算之角度45°、135°、225°、315°係磁特性優異之方向，角度0°、90°、180°、270°係磁特性差之方向。因此，藉由使芯齒121c、121g、121k、121o之各芯齒的寬度較芯齒121a、121e、121i、121m之各芯齒的寬度更窄，可減低定子鐵芯內磁通密度之參差。
在此，參照圖3說明芯齒的寬度。圖3係用以說明芯齒寬度的圖。圖3(a)係沿著徑方向呈平行之芯齒的一例。在此例中，芯齒本身沿著徑方向呈平行。圖3(b)係槽沿著徑方向呈平行之芯齒的一例。在此例中，位於在圓周方向上相鄰之芯齒彼此之間的槽沿著徑方向呈平行。
本實施形態之芯齒的寬度設為芯齒直線區域的中央位置上之定子鐵芯之圓周方向長度。所謂芯齒直線區域，係沿垂直於定子鐵芯之軸的方向裁切後，在定子鐵芯的截面中針對定子鐵芯之圓周方向上之芯齒的2個端部分別求出構成定子鐵芯之圓周方向上之芯齒的端部的直線中最長直線之區域而得者。
在圖3(a)所示之例中，將位置311、312互相連接的直線及將位置313、314互相連接的直線為芯齒直線區域。另，在圖3(a)所示之例中，芯齒直線區域的中央位置為位置321、322。因此，圖3(a)所示之芯齒的寬度係位置321與位置322之間的距離TW。
在圖3(b)所示之例中，將位置315、316互相連接的直線及將位置317、318互相連接的直線為芯齒直線區域。另，在圖3(b)所示之例中，芯齒直線區域的中央位置為位置323、324。因此，圖3(b)所示之芯齒的寬度係位置323與位置324之間的距離TW。
在圖3(a)中，由於係沿著徑方向呈平行之芯齒的一例，故芯齒的寬度在芯齒直線區域中不論在徑方向之何處皆固定。
另一方面，在圖3(b)中，由於係槽沿著徑方向呈平行之芯齒的一例，故實際之芯齒的寬度在芯齒直線區域中係視在徑方向之何處而不同，因此芯齒的寬度設為上述之位置323與位置324之間的距離TW來作為代表值。
<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>
接下來，所說明之一例係電磁鋼板為素材A，且在設計永久磁鐵埋入式同步馬達之定子鐵芯時，以使上述「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒寬度。又，在此處所示之永久磁鐵埋入式同步馬達之例中，定子鐵芯之芯齒如圖3(b)所示地係槽沿著徑方向呈平行。
圖4係顯示在決定芯齒的寬度前、亦即各芯齒的寬度在全周上呈固定之馬達400之構成的一例的圖。圖4中顯示將馬達400以垂直於其軸O的方式裁切後之截面。
圖4中，馬達400係永久磁鐵埋入式同步馬達(IPMSM：Interior Permanent Magnet Synchronous Motor)，且具有轉子410與定子420。
轉子410係以成為與旋轉軸430(軸O)同軸的方式安裝於旋轉軸430。轉子410具有複數個永久磁鐵411。永久磁鐵411被埋入轉子鐵芯415中。如圖4所示，馬達400之極數為8。轉子410之外徑為133[mm]。
定子420具有定子鐵芯421與線圈422。定子420之外徑為207[mm]，定子420之內徑為135[mm]。又，定子鐵芯421之槽數為48。又，線圈422為分布捲繞。
圖5係擷取出圖4之定子鐵芯421中從軋延方向起算之角度0°~90°的部分並加以放大後的放大圖。在此，定子鐵芯421之芯齒501a~501m當中，芯齒501a位於從軋延方向起算之角度0°，而省略1/2芯齒寬度來圖示。並且，芯齒501a~501m當中，芯齒501m位於從軋延方向起算之角度90°，而省略1/2芯齒寬度 來圖示。
又，各芯齒如圖3(b)所示係槽沿著徑方向呈平行的形狀。如圖5所示，芯齒當中，根部寬度TW1為6.56mm，前端寬度TW2為5.16mm。因此，芯齒的寬度(圖3(b)所示之TW)按(6.56mm+5.16mm)÷2計算而為5.86mm。
在此，於圖6顯示將馬達400之轉數設為3,000[rpm]且在定子鐵芯421之全周上芯齒的寬度呈固定時，針對運轉條件(轉矩比率)與芯齒之平均磁通密度之關係加以解析而得之結果。
圖6係列示馬達400之運轉條件之轉矩比率[%]與芯齒之平均磁通密度B[Tpeak]之關係的表。在此，轉矩比率表示以最大轉矩時為100[%]，在各運轉條件下之轉矩比率。例如，轉矩比率20[%]意指在最大轉矩[Nm]×0.2之轉矩值[Nm]下運轉。又，所謂芯齒之平均磁通密度，係在48根芯齒中，將各處之磁通密度的最大值加以平均化而得之值。亦即，[Tpeak]之peak表示對應時間經過而磁通密度改變後之波峰磁通密度。在圖6中，隨著提升轉矩比率，芯齒之平均磁通密度增大。圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係，可藉由進行依據馬可士威方程式(Maxwell's equations)之電磁場解析(數值解析)，或者在製作出之馬達的鐵芯中使用探測線圈(search coil)實際測量感應電壓並將感應電壓積分而導出。從電磁場解析(數值解析)求算時，在有限元素法中在芯齒部(在本例係48根芯齒全部)所含之所有元素(所有網格)中，分別算出最大磁通密度且考慮各元素的面積加以平均化，藉此可求算平均磁通密度。使用探測線圈實際測量時，係對每個探測線圈將所測定之感應電壓積分，而求出磁通密度之時間波形後，算出最大磁通密度且考慮被各探測線圈包圍之鐵芯的截面積加以平均化，藉此可求算平均磁通密度。
從圖6所示之芯齒之平均磁通密度算出芯齒之平均磁場強度H[A/m]。芯齒之平均磁場強度可根據素材A的相對磁導率算出。在此，對每個轉 矩比率(亦即每個圖6所示之芯齒之平均磁通密度)分別算出芯齒之平均磁場強度。其次，根據素材A的材料特性算出以芯齒之平均磁場強度激磁後，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。從而對每個轉矩比率(亦即每個圖6所示之芯齒之平均磁通密度)分別算出每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度。
圖7係列示轉矩比率[%]與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]之關係的表。在此，以從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°為代表值，以代表值之角度為中心的3根芯齒設為相同磁通密度。
從軋延方向起算之角度0°之芯齒係圖5所示之0°範圍(A1)中所包含之芯齒501a、501b。並且，從軋延方向起算之角度22.5°之芯齒係圖5所示之22.5°範圍中所包含之芯齒501c~501e。並且，從軋延方向起算之角度45°之芯齒係圖5所示之45°範圍(A3)中所包含之芯齒501f~501h。並且，從軋延方向起算之角度67.5°之芯齒係圖5所示之67.5°範圍(A4)中所包含之芯齒501i~501k。並且，從軋延方向起算之角度90°之芯齒係圖5所示之90°範圍(A5)中所包含之芯齒501l，501m。
如圖7所示，轉矩比率為20[%]、40[%]、60[%]及80[%]時，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度皆產生參差。又，轉矩比率為40[%]、60[%]及80[%]時，從軋延方向起算之角度0°及90°之芯齒的磁通密度大，從軋延方向起算之角度45°之芯齒的磁通密度小。所述傾向係與以下傾向相符：如圖2所示之素材A之圖形201所示，在從軋延方向起算之角度0°及90°上B50比率大，在從軋延方向起算之角度45°上B50比率小。另一方面，如圖7所示，轉矩比率為100[%]時，因達磁性飽和，故芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈固定。
圖7所示之轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係，可依據從軋延方向起算之角度上素材A之B-H特性導出。
接著，為了減低在芯齒的磁通密度上產生的參差，要對每個從軋延方向起算之角度決定最佳芯齒寬度。具體而言，係根據圖7所示之每個從軋延 方向起算之角度之芯齒磁通密度，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度。在此，係對每個轉矩比率分別決定芯齒的寬度。
例如，在圖7中，以轉矩比率60[%]的情況為例，則在從軋延方向起算之角度0°上芯齒的磁通密度為1.65[T]，在角度22.5°上芯齒的磁通密度為1.61[T]，在角度45°上芯齒的磁通密度為1.55[T]，在角度67.5°上芯齒的磁通密度為1.56[T]，在角度90°上芯齒的磁通密度為1.59[T]。從而，不論係角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°之何者，皆以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度。以所述方式決定出的芯齒寬度稱為最佳寬度。
圖8係列示轉矩比率[%]與對每個從軋延方向起算之角度決定出的芯齒最佳寬度[mm]之關係的表。
例如，在圖8中，以轉矩比率60[%]的情況為例，則在從軋延方向起算之角度0°上芯齒最佳寬度為5.64[mm]，在角度22.5°上芯齒最佳寬度為5.76[mm]，在角度45°上芯齒最佳寬度為5.99[mm]，在角度67.5°上芯齒最佳寬度為5.96[mm]，在角度90°上芯齒最佳寬度為5.85[mm]。在此，對每個從軋延方向起算之角度，將圖7中轉矩比率60[%]時之「芯齒的磁通密度」與圖8中轉矩比率60[%]時之「芯齒最佳寬度」相乘，所得之積皆為9.3而呈大致固定。
將以所述方式決定出的芯齒最佳寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。
例如，在圖8中，以轉矩比率60[%]的情況為例，則將圖5所示之0°範圍(A1)中所包含之芯齒501a、501b的寬度設為5.64[mm]，22.5°範圍(A2)中所包含之芯齒501c~501e的寬度設為5.76[mm]，45°範圍(A3)中所包含之芯齒501f~501h的寬度設為5.99[mm]，67.5°範圍(A4)中所包含之芯齒501i~501k的寬度設為5.96[mm]且將90°範圍(A5)中所包含之芯齒501l、501m的寬度設為5.85[mm]來設計。
又，如在上述圖2中利用表示從軋延方向起算之角度與素材A的磁特性之關係之圖形201所說明地，素材A之角度0°~90°之範圍中之磁通密度與角度90°~180°之範圍中之磁通密度係以角度90°為界呈大致對稱。而且，素材A之角度0°~180°之範圍中之磁通密度與角度180°~360°之範圍中之磁通密度係以角度180°為界呈大致對稱。
因此，圖7所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]，除了從軋延方向起算之角度0°之範圍(角度348.75°~11.25°：A1)外，在圖4所示之角度168.75°~191.25°也大致相同，故角度168.75°~191.25°中所包含之芯齒亦設計成與0°範圍(A1)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖4所示之角度146.25°~168.75°、191.25°~213.75°、326.25°~348.75°中所包含之芯齒亦設計成與22.5°範圍(11.25°~33.75°：A2)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖4所示之角度123.75°~146.25°、213.75°~236.25°、303.75°~326.25°中所包含之芯齒亦設計成與45°範圍(角度33.75°~56.25°：A3)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖4所示之角度101.25°~123.75°、236.25°~258.75°、281.25°~303.75°中所包含之芯齒亦設計成與67.5°範圍(角度56.25°~78.75°：A4)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖4所示之角度258.75°~281.25°中所包含之芯齒亦設計成與90°範圍(78.75°~101.25°：A5)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
在以所述方式設計出之定子鐵芯中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度變得較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄。在素材A中，所謂沿著磁特性優異之方向之芯齒，不限於沿著從軋延方向起算之角度為0°之芯齒、及沿著從軋延方向起算之角度為90°之芯齒，亦包含位於該等芯齒附近之芯齒。具體 而言，在素材A中，沿著磁特性優異之方向之芯齒係角度348.75°~11.25°中所包含之芯齒、角度168.75°~191.25°中所包含之芯齒、角度78.75°~101.25°中所包含之芯齒及角度258.75°~281.25°中所包含之芯齒。
又，在素材A中，所謂沿著磁特性差之方向之芯齒，不限於沿著從軋延方向起算之角度為45°之芯齒、及沿著從軋延方向起算之角度為135°、225°、315°之芯齒，亦包含位於該等芯齒附近之芯齒。具體而言，在素材A中，沿著磁特性差之方向之芯齒係角度33.75°~56.25°中所包含之芯齒、角度123.75°~146.25°中所包含之芯齒、角度213.75°~236.25°中所包含之芯齒及角度303.75°~326.25°中所包含之芯齒。
圖9的表係列示每個轉矩比率[%]下，以最佳寬度設計芯齒寬度而得之定子鐵芯與使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之間之鐵損比率[-]關係。若將具備有以最佳寬度設計芯齒寬度而得之定子鐵芯之馬達設為發明例，將具備有使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之馬達設為比較例，則鐵損比率係將發明例之馬達鐵損除以比較例之馬達鐵損而得之值。在此，對每個轉矩比率分別算出了鐵損比率。又，鐵損可藉由以下方式導出：分別使發明例之馬達及比較例之馬達在轉數3,000[rpm]下動作而達到上述之各轉矩比率「%」，並以此為條件進行電磁場解析(數值解析)。另外，亦可實際測量所製作出的馬達來導出。
從圖9所示之鐵損比率的結果，可確認在轉矩比率20[%]、40[%]、60[%]及80[%]下可抑制0.1[%]~1.3[%]的鐵損。另一方面，如上所述，在轉矩比率100[%]時，因達磁性飽和，芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈固定，故無法確認到可抑制鐵損的效果。
如所述，可確認藉由依轉矩比率等運轉條件之不同，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度，能減低磁 通密度之參差，且可在沒有磁性飽和之區域中抑制鐵損。
又，先決定芯齒寬度後才實際製造之定子鐵芯無法在轉矩比率等運轉條件每有改變時變更芯齒寬度。因此，為了設計定子鐵芯，譬如定子鐵芯之設計裝置等會在複數個運轉條件(複數個轉矩比率)中選擇任一個運轉條件(轉矩比率)。以在選出之運轉條件下使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度，而設計定子鐵芯。藉此，可在選出之運轉條件下減低定子鐵芯之磁通密度之參差。
另一方面，在使具備有設計出之定子鐵芯之馬達運轉時，並無在所選出之運轉條件下運轉的時間或該時間很短時，實際上無法減低磁通密度之參差並抑制鐵損。因此，為了設計定子鐵芯，必須考慮旋轉電機之運轉情形，以最能抑制鐵損的方式事先決定芯齒的寬度。
以下，說明定子鐵芯之2個設計方法。又，2個設計方法可由後述之定子鐵芯之設計裝置來實行，亦可由定子鐵芯之設計者來實行。
[定子鐵芯之第1設計方法]
第1設計方法係以下方法：在假設具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉的情況下，特定出複數個運轉條件當中運轉時間相對於整個運轉時間之比率最高的運轉條件，在所特定出之運轉條件下決定芯齒最佳寬度。
圖10顯示運轉數據的一例，該運轉數據係在假設具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉的情況下之數據。具體而言，圖10顯示在具備有所設計之定子鐵芯之馬達600中，對應轉矩比率之運轉時間比率的一例。在此，運轉時間係指馬達600正在旋轉中的時間。又，圖10所示之運轉數據係在設計定子鐵芯前事先取得。
在圖10中，複數個運轉條件當中，轉矩比率30[%]~50[%]之運轉時間比率為45[%]，故相當於運轉時間比率最高的運轉條件。因此，此時係從圖6 所示之轉矩比率當中與轉矩比率40[%]對應之芯齒之平均磁通密度1.44[Tpeak]算出芯齒之平均磁場強度H[A/m]。在上述<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>之說明中，係對每個轉矩比率如圖7所示地算出每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]，且如圖8所示地對每個從軋延方向起算之角度決定出芯齒最佳寬度。另一方面，在此僅以運轉時間比率最高的轉矩比率40[%]算出圖7所示每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。並且僅以運轉時間比率最高的轉矩比率40[%]，對圖8所示每個從軋延方向起算之角度決定芯齒最佳寬度。
從而各芯齒各自決定出一個最佳寬度。藉由將以所述方式決定出的最佳寬度應用於芯齒寬度來設計定子鐵芯，在運轉時間比率最高的運轉條件下，可減低磁通密度之參差且可抑制鐵損。
[定子鐵芯之第2設計方法]
第2設計方法係以下方法：在假設具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉的情況下，特定出複數個運轉條件各自的運轉時間比率，根據所特定出的複數個運轉條件各自的運轉時間比率將芯齒寬度予以加權。
又，第2設計方法亦參照圖10所示之運轉數據的一例來說明。又，在第2設計方法中，圖10所示之運轉數據亦在設計定子鐵芯前事先取得。
在第2設計方法中，與上述<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>同樣地導出圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係，且導出圖7所示之轉矩比率與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度之關係。藉此，對每個轉矩比率算出圖8所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度。
接著，根據圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率，將每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度予以加權。具體而言，對圖8所示之每個從軋延方向 起算之角度，將各轉矩比率之芯齒最佳寬度分別乘以圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率。在此，由於有5種轉矩比率，故將各轉矩比率之芯齒最佳寬度乘以對應轉矩比率之運轉時間比率，藉此算出5個值。接著將算出的5個值相加後除以100，而可算出在預定之從軋延方向起算之角度中根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度。同樣地，在其他從軋延方向起算之角度中，亦同樣算出根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度。
例如，若以從軋延方向起算之角度為0°的情況為例，在圖8中，轉矩比率為20[%]、40[%]、60[%]、80[%]及100[%]時，芯齒最佳寬度分別為5.40[mm]、5.57[mm]、5.64[mm]、5.79[mm]及5.86[mm]。對芯齒最佳寬度分別乘以圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率20[%]、45[%]、20[%]、10[%]及5[%]，而可算出108[mm‧%]、250.65[mm‧%]、112.8[mm‧%]、57.9[mm‧%]及29.3[mm‧%]之5個值。藉由將5個值相加後除以100[%]，可算出在從軋延方向起算之角度0°中，根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度為5.58[mm]。針對從軋延方向起算之角度22.5°、45°、67.5°、90°，亦同樣算出根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度。
圖11係列示每個從軋延方向起算之角度之根據圖10所示之運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表。在圖10中，轉矩比率30[%]~50[%]之運轉時間比率為45[%]，運轉時間比率最高。因此，如圖11所示，加權後之芯齒寬度會算出接近圖8所示之轉矩比率40[%]時之芯齒最佳寬度的值。
藉由如所述地應用根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度來設計定子鐵芯，可在整個運轉時間中減低磁通密度之參差。
在此，將具備有以如圖11所示地加權後之芯齒寬度設計而得之定子鐵芯之馬達設為發明例，且將具備有使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之馬達設為比較例。在轉數3,000[rpm]下且在圖10所示之運轉時間比率下分別使其等動作時，鐵損比率為0.993，可確認到能抑制0.7[%]的鐵損。如所述地，藉 由應用根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度設計定子鐵芯並構成旋轉電機，可抑制鐵損。
[取得運轉數據之方法]
在上述[定子鐵芯之第1設計方法]中，在設計定子鐵芯前，必須在具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機中，事先特定出複數個運轉條件當中運轉時間比率最高的運轉條件。又，在上述[定子鐵芯之第2設計方法]中，在設計定子鐵芯前，必須在具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機中，事先特定出對應運轉條件之運轉時間比率。
亦即，不論在第1設計方法及第2設計方法之何種情況下，為了設計定子鐵芯，皆必須事先取得在假設具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉的情況下之運轉數據。
在此，運轉數據可大致區分為規劃數據與實績數據之兩者。
所謂規劃數據，係已事先訂定旋轉電機的動作且已規劃對應運轉條件之運轉時間之數據。例如，使用於預定生產設備之旋轉電機大多係持續進行固定動作或重複進行固定動作。在所述旋轉電機中可事先取得規劃數據。藉由取得規劃數據，可特定出運轉時間比率最高之運轉條件的資訊或特定出因應運轉條件之運轉時間比率。
另一方面，所謂實績數據，係已有同種旋轉電機正在動作且已積存有對應運轉條件之運轉時間作為實績之數據。例如，使用於HEV(Hybrid Electric Vehicle)或EV(Electric Vehicle)之旋轉電機，係依使用者(駕駛者)之不同而對應運轉條件之運轉時間會不同，故無法取得規劃數據。在此種情況下，透過收集實際駕駛車輛之龐大數據，並解析收集到的大數據，便可事先取得實績數據。譬如，亦可藉由解析在日本燃耗計測基準之JC08模式下使車輛行駛時旋轉電機之對應運轉條件之運轉時間來取得數據。藉由取得實績數據，可特定出 運轉時間比率最高之運轉條件的資訊或特定出因應運轉條件之運轉時間比率。
以所述方式透過規劃數據或實績數據取得運轉數據，可在設計定子鐵芯前，特定出複數個運轉條件當中運轉時間比率最高的運轉條件，或者特定出對應運轉條件之運轉時間比率。
<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材B))>
接下來，所說明的一例係電磁鋼板為素材B，且在設計永久磁鐵埋入式同步馬達之定子鐵芯時，以使上述「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒寬度。又，與上述<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>同樣的內容係適當省略其說明。
在此，將圖4所示之馬達400之轉數設為3,000[rpm]且在定子鐵芯421之全周上芯齒的寬度呈固定時，針對運轉條件(轉矩比率)與芯齒之平均磁通密度之關係加以解析而得之結果係與圖6相同。
從圖6所示之芯齒之平均磁通密度算出芯齒之平均磁場強度H[A/m]。其次，根據素材B的材料特性，算出以芯齒之平均磁場強度激磁後，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。
圖12係列示轉矩比率[%]與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]之關係的表。
如圖12所示，轉矩比率為20[%]、40[%]、60[%]及80[%]時，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度皆產生參差。又，轉矩比率為20[%]、40[%]、60[%]及80[%]時，從軋延方向起算之角度45°之芯齒的磁通密度大，從軋延方向起算之角度0°及90°之芯齒的磁通密度小。所述傾向係與以下傾向相符：如圖2所示之素材B之圖形202所示，在從軋延方向起算之角度45°上B50比率大，在從軋延方向起算之角度0°及90°上B50比率小。另一方面，如圖12所示，轉矩比率為100[%]時，因達磁性飽和，故芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈固 定。
接著，根據圖12所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度。
圖13係列示轉矩比率[%]與對每個從軋延方向起算之角度決定出的芯齒最佳寬度[mm]之關係的表。將所決定出的芯齒最佳寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。
在以所述方式設計出之定子鐵芯中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度變得較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄。在素材B中，所謂沿著磁特性優異之方向之芯齒，不限於沿著從軋延方向起算之角度為45°之芯齒、及沿著從軋延方向起算之角度為135°、225°、315°之芯齒，亦包含位於該等芯齒附近之芯齒。具體而言，在素材B中，沿著磁特性差之方向之芯齒係角度33.75°~56.25°中所包含之芯齒、角度123.75°~146.25°中所包含之芯齒、角度213.75°~236.25°中所包含之芯齒及角度303.75°~326.25°中所包含之芯齒。
又，在素材B中，所謂沿著磁特性差之方向之芯齒，不限於沿著從軋延方向起算之角度為0°及90°之芯齒，亦包含位於該等芯齒附近之芯齒。具體而言，在素材B中，沿著磁特性優異之方向之芯齒係角度348.75°~11.25°中所包含之芯齒、角度168.75°~191.25°中所包含之芯齒、角度78.75°~101.25°中所包含之芯齒及角度258.75°~281.25°中所包含之芯齒。
圖14的表係列示每個轉矩比率[%]下，以最佳寬度設計芯齒寬度而得之定子鐵芯與使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之間之鐵損比率[-]關係。
從圖14所示之鐵損比率的結果，可確認在轉矩比率20[%]、40[%]、60[%]及80[%]下可抑制0.6[%]~6.4[%]的鐵損。另一方面，在轉矩比率100[%]時，因達磁 性飽和，芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈固定，故無法確認到可抑制鐵損的效果。
如所述，可確認藉由依轉矩比率等運轉條件之不同，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度，能減低磁通密度之參差，且可在沒有磁性飽和之區域中抑制鐵損。
接著，以與上述[定子鐵芯之第2設計方法]同樣方式，根據圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率，將每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度予以加權。
圖15係列示每個從軋延方向起算之角度之根據圖10所示之運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表。
在此，將具備有以如圖15所示地加權後之芯齒寬度設計而得之定子鐵芯之馬達設為發明例，且將具備有使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之馬達設為比較例。在轉數3,000[rpm]下且在圖10所示之運轉時間比率下分別使其等動作時，鐵損比率為0.958，可確認到能抑制4.2[%]的鐵損。
<芯齒寬度之決定例(沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>
接下來，所說明的一例係電磁鋼板為素材A，且在設計感應馬達之定子鐵芯時，以使上述「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒寬度。又，與上述<芯齒寬度之決定例(槽沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>同樣的內容係適當省略其說明。感應馬達之定子鐵芯之芯齒如圖3(a)所示係沿著徑方向呈平行。
圖16係顯示在決定芯齒的寬度前、亦即各芯齒的寬度在全周上呈固定之馬達1600之構成的一例的圖。圖16中顯示將馬達1600以垂直於其軸O的方式裁切後之截面。
圖16中，馬達1600係感應馬達(Induction motor)，且具有轉子1610與定子 1620。
轉子1610係以成為與旋轉軸1630(軸O)同軸的方式安裝於旋轉軸1630。轉子1610具有複數個線圈。如圖16所示，馬達1600之極數為4。又，轉子1610之外徑為134[mm]。
定子1620具有定子鐵芯1621與線圈1622。定子1620之外徑為220[mm]，定子1620之內徑為136[mm]。定子鐵芯1621之槽數為60。又，線圈1622為分布捲繞。
圖17係擷取出圖16之定子鐵芯1621中從軋延方向起算之角度0°~90°的部分並加以放大後的放大圖。在此，定子鐵芯1621之芯齒1701a~1701p當中，芯齒1701a位於從軋延方向起算之角度0°，而省略1/2芯齒寬度來圖示。並且，芯齒1701a~1701p當中，芯齒1701p位於從軋延方向起算之角度90°，而省略1/2芯齒寬度來圖示。又，各芯齒如圖3(a)所示係沿著徑方向呈平行的形狀。各芯齒的寬度為4mm。
在此，於圖18顯示將馬達1600之轉數設為3,000[rpm]且在定子鐵芯1621之全周上芯齒的寬度呈固定時，針對運轉條件(轉矩比率)與芯齒之平均磁通密度之關係加以解析而得之結果。
圖18係顯示馬達1600之運轉條件之轉矩比率[%]與芯齒之平均磁通密度B[Tpeak]之關係的圖。
從圖18所示之芯齒之平均磁通密度算出芯齒之平均磁場強度H[A/m]。其次，根據素材A的材料特性算出以芯齒之平均磁場強度激磁後，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。
圖19係列示轉矩比率[%]與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]之關係的表。
如圖19所示，轉矩比率為20[%]、40[%]、60[%]及80[%]時，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度皆產生參差。又，轉矩比率為40[%]、60[%]及80[%] 時，從軋延方向起算之角度0°及90°之芯齒的磁通密度大，從軋延方向起算之角度45°之芯齒的磁通密度小。所述傾向係與以下傾向相符：如圖2所示之素材A之圖形201所示，在從軋延方向起算之角度0°及90°上B50比率大，在從軋延方向起算之角度45°上B50比率小。另一方面，如圖19所示，轉矩比率為100[%]時，因達磁性飽和，故芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈大致固定。
接著，根據圖19所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度。
圖20係列示轉矩比率[%]與對每個從軋延方向起算之角度決定出的芯齒最佳寬度[mm]之關係的表。
例如，在圖20中，以轉矩比率60[%]的情況為例，則在從軋延方向起算之角度0°上芯齒最佳寬度為3.85[mm]，在角度22.5°上芯齒最佳寬度為3.96[mm]，在角度45°上芯齒最佳寬度為4.08[mm]，在角度67.5°上芯齒最佳寬度為4.06[mm]，在角度90°上芯齒最佳寬度為3.96[mm]。在此，對每個從軋延方向起算之角度，將圖19中轉矩比率60[%]時之「芯齒的磁通密度」與圖20中轉矩比率60[%]時之「芯齒最佳寬度」相乘，所得之積皆為6.7而呈大致固定。
將以所述方式決定出的芯齒最佳寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。
例如，在圖20中，以轉矩比率60[%]的情況為例，則將圖17所示之0°範圍(A1)中所包含之芯齒1701a~1701b的寬度設為3.85[mm]，22.5°範圍(A2)中所包含之芯齒1701c~1701f的寬度設為3.96[mm]，45°範圍(A3)中所包含之芯齒1701g~1701j的寬度設為4.08[mm]，67.5°範圍(A4)中所包含之芯齒1701k~1701n的寬度設為4.06[mm]且將90°範圍(A5)中所包含之芯齒1701o~1701p的寬度設為3.96[mm]來設計。
另外，圖19所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]，除了從軋延方向起算之角度0°之範圍(角度11.25°~33.75：A1)外，在圖16所示之角度168.75°~191.25°也大致相同，故角度168.75°~191.25°中所包含之芯齒亦設計成與0°範圍(A1)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖16所示之角度146.25°~168.75°、191.25°~213.75°、326.25°~348.75°中所包含之芯齒亦設計成與22.5°範圍(A2)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖16所示之角度123.75°~146.25°、213.75°~236.25°、303.75°~326.25°中所包含之芯齒亦設計成與45°範圍(角度33.75°~56.25°：A3)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖16所示之角度101.25°~123.75°、236.25°~258.75°、281.25°~303.75°中所包含之芯齒亦設計成與67.5°範圍(角度56.25°~78.75°：A4)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
同樣地，圖16所示之角度258.75°~281.25°中所包含之芯齒亦設計成與90°範圍(78.75°~101.25°：A5)中所包含之芯齒的寬度為大致相同的寬度。
又，位於0°範圍(A1)與22.5°範圍(A2)之間之芯齒1701c係設為22.5°範圍，但亦可設為0°範圍。並且，位於67.5°範圍(A4)與90°範圍(A5)之境界之芯齒1701n係設為67.5°範圍，但亦可設為90°範圍。
圖21的表係列示每個轉矩比率[%]下，以最佳寬度設計芯齒寬度而得之定子鐵芯與使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之間之鐵損比率[-]關係。
從圖21所示之鐵損比率的結果，可確認在轉矩比率20[%]、40[%]、60[%]及80[%]下可抑制0.1[%]~1.4[%]的鐵損。另一方面，在轉矩比率100[%]時，因達磁性飽和，芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈大致固定，故無 法確認到可抑制鐵損的效果。
接著，以與上述[定子鐵芯之第2設計方法]同樣方式，根據圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率，將每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度予以加權。
圖22係列示每個從軋延方向起算之角度之根據圖10所示之運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表。
在此，將具備有以如圖22所示地加權後之芯齒寬度設計而得之定子鐵芯之馬達設為發明例，且將具備有使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之馬達設為比較例。在轉數3,000[rpm]下且在圖10所示之運轉時間比率下分別使其等動作時，鐵損比率為0.995，可確認到能抑制0.5[%]的鐵損。
<芯齒寬度之決定例(沿著徑方向呈平行之芯齒(素材B))>
接下來，所說明的一例係電磁鋼板為素材B，且在設計感應馬達之定子鐵芯時，以使上述「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒寬度。又，與上述<芯齒寬度之決定例(沿著徑方向呈平行之芯齒(素材A))>同樣的內容係適當省略其說明。
在此，將圖16所示之馬達1600之轉數設為3,000[rpm]且在定子鐵芯1621之全周上芯齒的寬度呈固定時，針對運轉條件(轉矩比率)與芯齒之平均磁通密度之關係加以解析而得之結果係與圖18相同。
從圖18所示之芯齒之平均磁通密度算出芯齒之平均磁場強度H[A/m]。其次，根據素材B的材料特性，算出以芯齒之平均磁場強度激磁後，每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。
圖23係列示轉矩比率[%]與每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]之關係的表。
如圖23所示，不論在哪個轉矩比率的情況下，每個從軋延方向起算之角度 之芯齒磁通密度皆產生參差。又，不論在哪個轉矩比率的情況下，從軋延方向起算之角度45°之芯齒的磁通密度皆大，從軋延方向起算之角度0°及90°之芯齒的磁通密度皆小。所述傾向係與以下傾向相符：如圖2所示之素材B之圖形202所示，在從軋延方向起算之角度45°上B50比率大，在從軋延方向起算之角度0°及90°上B50比率小。
接著，根據圖23所示之每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒的寬度。
圖24的表係列示轉矩比率[%]與對每個從軋延方向起算之角度決定出的芯齒最佳寬度[mm]之關係。
圖25的表係列示每個轉矩比率[%]下，以最佳寬度設計芯齒寬度而得之定子鐵芯與使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之間之鐵損比率[-]關係。
從圖25所示之鐵損比率的結果，可確認在轉矩比率20[%]、40[%]、60[%]及80[%]下可抑制1.1[%]~5.6[%]的鐵損。另一方面，在轉矩比率100[%]時，因達磁性飽和，芯齒的磁通密度不論從軋延方向起算之角度為何皆呈大致固定，故無法確認到可抑制鐵損的效果。
如所述，可確認藉由依轉矩比率等運轉條件之不同，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定各芯齒的寬度，能減低磁通密度之參差，且可在沒有磁性飽和之區域中抑制鐵損。
接著，以與上述[定子鐵芯之第2設計方法]同樣方式，根據圖10所示之對應轉矩比率之運轉時間比率，將每個從軋延方向起算之角度之芯齒最佳寬度予以加權。
圖26係列示每個從軋延方向起算之角度之根據圖10所示之運轉時間比率加權後之芯齒寬度的表。
在此，將具備有以如圖26所示地加權後之芯齒寬度設計而得之定子鐵芯之馬達設為發明例，且將具備有使芯齒寬度在全周上呈固定之定子鐵芯之馬達設為比較例。在轉數3,000[rpm]下且在圖10所示之運轉時間比率下分別使其等動作時，鐵損比率為0.972，可確認到能抑制2.8[%]的鐵損。
<定子鐵芯之設計裝置>
接下來，說明利用定子鐵芯之設計裝置2700來實施上述[定子鐵芯之第1設計方法]及[定子鐵芯之第2設計方法]的情況。定子鐵芯之設計裝置2700的硬體，例如可透過使用具有CPU、ROM、RAM、HDD及各種硬體之資訊處理裝置或專用的硬體來實現。
圖27係顯示定子鐵芯之設計裝置2700的機制構成的一例的圖。
定子鐵芯之設計裝置2700具有運轉數據取得部2701、運轉條件/運轉比率特定部2702、平均磁通密度取得部2703、評估磁通密度算出部2704、平均磁場強度算出部2705、芯齒磁通密度取得部2706、芯齒寬度決定部2707及定子鐵芯設計部2708。
圖28係顯示定子鐵芯之設計裝置2700之處理的一例的流程圖。圖28之流程圖顯示利用定子鐵芯之設計裝置2700來實現上述[定子鐵芯之第1設計方法]的一例。又，與上述說明相同的說明係適當省略其說明。
在S101中，運轉數據取得部2701係取得在使具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉時旋轉電機之運轉數據。亦即，運轉數據取得部2701係取得在假設具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉的情況下之運轉數據。
如上所述，運轉數據有規劃數據與實績數據。運轉數據取得部2701在已事先訂定動作之旋轉電機的情況下係取得規劃數據，在已有同種旋轉電機正在動作且已積存有實績的情況下係取得實績數據。又，運轉數據取得部2710亦可不限於規劃數據或實績數據之何種運轉數據，而取得規劃數據及實績數據中之至 少任一種運轉數據。透過S101之處理，例如可取得圖10所示之運轉數據。
在S102中，運轉條件/運轉比率特定部2702係根據在S101中取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件當中運轉時間比率最高的運轉條件。透過S102之處理，例如可根據圖10所示之運轉數據，特定出轉矩比率30[%]~50[%]、亦即轉矩比率40[%]作為運轉時間比率最高的運轉條件。
在S103中，平均磁通密度取得部2703係取得與在S102中特定出的運轉條件對應之芯齒之平均磁通密度資訊。具體而言，平均磁通密度取得部2703在係S102中特定出的運轉條件且在定子鐵芯之全周上芯齒寬度呈固定的情況下，進行依據馬可士威方程式之電磁場解析(數值解析)，或者使用探測線圈實際測量感應電壓並將感應電壓積分，藉此取得芯齒之平均磁通密度。
透過S103之處理，例如可如圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係這般，取得與運轉時間比率最高的運轉條件之轉矩比率40[%]對應之芯齒之平均磁通密度1.44[Tpeak]。
在S104中，平均磁場強度算出部2705係從透過S103取得之芯齒之平均磁通密度資訊算出芯齒之平均磁場強度。芯齒之平均磁場強度可根據電磁鋼板的相對磁導率算出。
在S105中，芯齒磁通密度取得部2706係取得以透過S104算出之芯齒之平均磁場強度激磁後芯齒的磁通密度資訊。具體而言，芯齒磁通密度取得部2706係根據材料特性、更詳細地說係電磁鋼板之每個從軋延方向起算之角度的B-H特性，取得以芯齒之平均磁場強度激磁後每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。
透過S105之處理，例如在圖7所示之運轉時間比率最高的運轉條件之轉矩比率40[%]時，在從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上，分別可取得芯齒之磁通密度為1.51[T]、1.47[T]、1.42[T]、1.42[T]及1.44[T]。
在S106中，芯齒寬度決定部2707係以使「芯齒的寬度」與透過S105取得之「芯齒的磁通密度」之積在各芯齒呈大致固定的方式決定芯齒的寬度。以所述方式決定出的芯齒寬度為芯齒最佳寬度。
透過S106之處理，例如在圖8所示之運轉時間比率最高的運轉條件之轉矩比率40[%]時，在從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上，分別可決定芯齒最佳寬度為5.57[mm]、5.72[mm]、5.95[mm]、5.93[mm]及5.85[mm]。
在S107中，定子鐵芯設計部2708係將決定出的芯齒最佳寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。
透過S107之處理，例如將從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上之芯齒最佳寬度應用於圖4所示之0°範圍(2個A1)、22.5°範圍(4個A2)、45°範圍(4個A3)、67.5°範圍(4個A4)及90範圍(2個A5)中分別包含之芯齒的寬度，而可設計定子鐵芯。
藉由定子鐵芯之設計裝置2700以所述方式設計定子鐵芯，在運轉時間比率最高的運轉條件下，可減低磁通密度之參差並抑制鐵損。
又，在上述說明中，係針對在S102中特定出複數個運轉條件當中運轉時間比率最高的運轉條件，在S103中取得與特定出的運轉條件對應之芯齒之平均磁通密度資訊，且在S104中從芯齒之平均磁通密度資訊算出芯齒之平均磁場強度的情況進行了說明，惟不限於該情況。例如，亦可省略S101~S104為止之處理，由定子鐵芯之設計裝置2700的操作者輸入預定磁場強度，藉此使定子鐵芯之設計裝置2700中芯齒磁通密度取得部2706取得芯齒之平均磁場強度資訊。在此情況下，在S105中，芯齒磁通密度取得部2706可取得被輸入之芯齒之平均磁場強度資訊，且從取得之芯齒之平均磁場強度資訊取得芯齒的磁通密度。
圖29係顯示定子鐵芯之設計裝置2700之處理的一例的流程圖。圖29之流程圖顯示利用定子鐵芯之設計裝置2700來實現上述[定子鐵芯之第2設計 方法]的一例。又，與圖28之流程圖同樣的處理係適當省略其說明。
在S201中，運轉數據取得部2701係取得在使具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉時旋轉電機之運轉數據。該處理與S101之處理相同。透過S201之處理，例如可取得圖10所示之運轉數據。
在S202中，運轉條件/運轉比率特定部2702係根據在S101中取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自的運轉時間比率。透過S202之處理，例如可根據圖10所示之運轉數據，特定出對應轉矩比率之運轉時間比率。
在S203中，平均磁通密度取得部2703係取得與複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊。具體而言，平均磁通密度取得部2703在係複數個運轉條件各自且在定子鐵芯之全周上芯齒寬度呈固定的情況下，進行依據馬可士威方程式之電磁場解析(數值解析)，或者使用探測線圈實際測量感應電壓並將感應電壓積分，藉此對複數個運轉條件各自取得芯齒之平均磁通密度。
透過S203之處理，例如可如圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係這般，對每個轉矩比率取得芯齒之平均磁通密度。
在S204中，平均磁場強度算出部2705係從透過S203取得之與複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，對複數個運轉條件各自算出芯齒之平均磁場強度。芯齒之平均磁場強度可根據電磁鋼板的相對磁導率算出。
在S205中，芯齒磁通密度取得部2706係取得以透過S204算出之複數個運轉條件各自之芯齒之平均磁場強度激磁後，複數個運轉條件各自之芯齒的磁通密度資訊。具體而言，芯齒磁通密度取得部2706係根據材料特性、更詳細地說係電磁鋼板之每個從軋延方向起算之角度的B-H特性，對複數個運轉條件各自取得以芯齒之平均磁場強度激磁後每個從軋延方向起算之角度之芯齒磁通密度B[T]。
透過S205之處理，例如可如圖7所示這般，對每個轉矩比率在從軋延方向起 算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上分別取得芯齒的磁通密度。
在S206中，芯齒寬度決定部2707係以使「芯齒的寬度」與透過S205取得之「芯齒的磁通密度」之積在各芯齒呈大致固定的方式，對複數個運轉條件各自算出芯齒的寬度。以所述方式算出的芯齒寬度為芯齒最佳寬度。
透過S206之處理，例如可如圖8所示這般，對每個轉矩比率在從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上分別算出芯齒最佳寬度。
在S207中，芯齒寬度決定部2707係根據透過S202特定出的複數個運轉條件各自的運轉時間比率，將在S206中算出之複數個運轉條件各自之芯齒最佳寬度加權，而決定加權後之芯齒寬度。
透過S207之處理，例如可如圖11所示地決定出根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度。
在S208中，定子鐵芯設計部2708係將加權後之芯齒寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。
透過S208之處理，例如將在從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°上分別加權後之芯齒寬度應用於圖4所示之0°範圍(2個A1)、22.5°範圍(4個A2)、45°範圍(4個A3)、67.5°範圍(4個A4)及90°範圍(2個A5)中分別包含之芯齒的寬度，而可設計定子鐵芯。
藉由定子鐵芯之設計裝置2700以所述方式設計定子鐵芯，可在整個運轉時間中減低磁通密度之參差且可抑制鐵損。
又，在圖29之流程圖中，係針對在S207中根據複數個運轉條件各自之運轉時間比率，將複數個運轉條件各自之芯齒最佳寬度加權的情況進行了說明，惟不限於該情況。
圖30係顯示定子鐵芯之設計裝置2700之處理的一例的流程圖。圖30之流程圖顯示利用定子鐵芯之設計裝置2700來實現與上述[定子鐵芯之第2設計方法]不 同的方法的一例。又，與圖28之流程圖及圖29之流程圖同樣的處理係適當省略其說明。
在S301中，運轉數據取得部2701係取得在使具備有所設計之定子鐵芯之旋轉電機運轉時旋轉電機之運轉數據。該處理係與S101及S201之處理相同。透過S301之處理，例如可取得圖10所示之運轉數據。
在S302中，運轉條件/運轉比率特定部2702係根據在S301中取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自的運轉時間比率。該處理與S202之處理相同。
在S303中，平均磁通密度取得部2703係取得與複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊。該處理係與S203同樣的處理。透過S303之處理，例如可如圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係這般，對每個轉矩比率取得芯齒之平均磁通密度。
在S304中，評估磁通密度算出部2704係從透過S303取得之與複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，根據透過S302特定出的運轉時間比率予以加權，算出加權後之芯齒之評估磁通密度。評估磁通密度係根據運轉時間比率將芯齒之平均磁通密度加權後之芯齒的磁通密度。具體而言，評估磁通密度算出部2704係對每個轉矩比率，將芯齒之平均磁通密度與運轉時間比率相乘後，將相乘而得之值相加後除以100，藉此可算出評估磁通密度。
例如，在處於如圖6所示之轉矩比率與芯齒之平均磁通密度之關係、且為如圖10所示之運轉數據的情況下，根據S304之處理，芯齒之評估磁通密度Bv[Tpeak]係藉由將(1.22[Tpeak]×20[%]+1.44[Tpeak]×45[%]+1.59[Tpeak]×20[%]+1.82[Tpeak]×10[%]+2.04[Tpeak]×5[%])除以100而算出。
在S305中，平均磁場強度算出部2705係從透過S304算出之芯齒之評估磁通密度算出芯齒之平均磁場強度。芯齒之平均磁場強度可根據電磁鋼板的相對磁導率算出。
在S306中，芯齒磁通密度取得部2706係取得以透過S305算出之芯齒之平均磁場強度激磁後芯齒的磁通密度資訊。該處理係與S105同樣的處理。
在S307中，芯齒寬度決定部2707係以使「芯齒的寬度」與透過S306取得之「芯齒的磁通密度」之積在各芯齒呈大致固定的方式決定芯齒的寬度。該處理係與S106同樣的處理。
透過S307之處理，例如可如圖11所示地決定出根據運轉時間比率加權後之芯齒寬度。
在S308中，定子鐵芯設計部2708係將決定出的芯齒寬度應用於對應從軋延方向起算之角度之芯齒寬度，而設計定子鐵芯。該處理係與S107同樣的處理。
藉由定子鐵芯之設計裝置2700以所述方式設計定子鐵芯，可在整個運轉時間中減低磁通密度之參差且可抑制鐵損。又，根據運轉時間比率將芯齒之平均磁通密度加權，算出加權後之芯齒之評估磁通密度，並根據所算出之芯齒之評估磁通密度進行後續處理，藉此可謀求減少處理。
如以上所述，根據本實施形態，以使「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」在各芯齒呈大致固定的方式來決定芯齒寬度，藉此便能減低磁通密度之參差並抑制鐵損。
又，所謂各芯齒，如上所述地例如可為從軋延方向起算之角度0°、22.5°、45°、67.5°及90°這般每隔預定間隔之芯齒，亦可為所有芯齒。另外，所謂大致固定並不限於完全固定的情況，較比較例更可抑制鐵損之範圍亦包含在大致固定中。具體而言，所謂大致固定係「芯齒的寬度」×「芯齒的磁通密度」之最大值與最小值的差異在±1%以內，較佳係在±0.5%以內。如上所述，已說明了對每個從軋延方向起算之角度，將圖7中轉矩比率60[%]時之「芯齒的磁通密度」與圖8中轉矩比率60[%]時之「芯齒最佳寬度」相乘，所得之積皆為9.3而呈大致固定。 具體而言，在從軋延方向起算之角度0°上，芯齒的磁通密度1.65[T]×芯齒最佳寬度5.64[mm]=9.306≒9.3，在從軋延方向起算之角度22.5°上，芯齒的磁通密度1.61[T]×芯齒最佳寬度5.76[mm]=9.2736≒9.3，在從軋延方向起算之角度45°上，芯齒的磁通密度1.55[T]×芯齒最佳寬度5.99[mm]=9.2845≒9.3，在從軋延方向起算之角度67.5°上，芯齒的磁通密度1.56[T]×芯齒最佳寬度5.96[mm]=9.2976≒9.3，在從軋延方向起算之角度90°上，芯齒的磁通密度1.59[T]×芯齒最佳寬度5.85[mm]=9.3015≒9.3。此時，最大值與最小值的差異為9.306÷9.2736≒1.0035，故大致固定係在0.5%以內。又，若以9.3之四捨五入的範圍而言可容許9.25~9.34，由於9.34÷9.25≒1.0097，故大致固定係在1%以內。
其次，上述電磁鋼板中，素材B較素材A更能抑制鐵損。
在此，針對素材B之電磁鋼板加以說明。
又，以下說明中，從軋延方向起算之角度為45°之方向稱為從軋延方向傾斜45°之方向，從軋延方向起算之角度135°之方向稱為從軋延方向傾斜135°之方向。此外，從軋延方向起算之角度θ°之方向稱為從軋延方向傾斜θ°之方向。如所述地，從軋延方向起算之角度θ°之方向與從軋延方向傾斜θ°之方向為相同意義。
首先，說明素材B之電磁鋼板的一例之無方向性電磁鋼板(以下稱為本實施形態之無方向性電磁鋼板)及其製造方法中所用之鋼材的化學組成。在以下說明中，本實施形態之無方向性電磁鋼板或鋼材所含之各元素的含量單位「%」，只要無特別說明則意指「質量%」。又，在夾著「~」而記載之數值限定範圍中，下限值及上限值包含在該範圍內。顯示為「小於」或「大於」的數值，該值並不包含在數值範圍內。無方向性電磁鋼板及鋼材具有會產生肥粒鐵-沃斯田鐵變態(以下稱為α-γ變態)之化學組成，該化學組成含有：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、選自於由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu及Au所構成群組中之1種以上：合計 2.50%~5.00%、Sn：0.000%~0.400%、Sb：0.000%~0.400%、P：0.000%~0.400%及選自於由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd所構成群組中之1種以上：合計0.0000%~0.0100%，且剩餘部分由Fe及不純物所構成。並且，Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au、Si及sol.Al之含量滿足後述之預定條件。且不純物可例示礦石或廢料等原材料所包含者、於製造步驟中所包含者。
<<C：0.0100%以下>>
C會提高鐵損或引起磁老化。因此，C含量越低越好。所述現象在C含量大於0.0100%時十分顯著。故，C含量設為0.0100%以下。減低C含量也有助於均勻提升板面內之全方向上的磁特性。又，C含量之下限無特別限定，但基於精煉時脫碳處理的成本，宜設為0.0005%以上。
<<Si：1.50%~4.00%>>
Si會增大電阻，減少渦電流損耗而減低鐵損，或者會增大降伏比而提升對鐵芯之沖裁加工性。Si含量低於1.50%時，無法充分獲得該等作用效果。因此，Si含量設為1.50%以上。另一方面，Si含量大於4.00%時，會有磁通密度降低、因硬度過度上升而使沖裁加工性降低、或者冷軋延變得困難的情況。因此，Si含量設為4.00%以下。
<<sol.Al：0.0001%~1.0%>>
sol.Al會增大電阻，減少渦電流損耗而減低鐵損。sol.Al也有助於提升磁通密度B50相對於飽和磁通密度之相對大小。在此，磁通密度B50係以磁場強度5000A/m激磁後的磁通密度。sol.Al含量低於0.0001%時，無法充分獲得該等作用效果。並且，Al還具有在製鋼中促進脫硫的效果。因此，sol.Al含量設為0.0001%以上。另一方面，sol.Al含量大於1.0%時，會有磁通密度降低、或者使降伏比降低而使沖裁加工性降低的情況。因此，sol.Al含量設為1.0%以下。
<<S：0.0100%以下>>
S並非必要元素，且例如係作為不純物被含有於鋼中。S會因微細MnS的析出，而阻礙退火中之再結晶及晶粒的成長。因此，S含量越低越好。由所述之阻礙再結晶及晶粒成長所造成之鐵損增加及磁通密度降低的情形，在S含量大於0.0100%時十分顯著。因此，S含量設為0.0100%以下。又，S含量之下限無特別限定，但基於精煉時脫硫處理的成本，宜設為0.0003%以上。
<<N：0.0100%以下>>
N係與C同樣會使磁特性劣化，故N含量越低越好。因此，N含量設為0.0100%以下。又，N含量之下限無特別限定，但基於精煉時脫氮處理的成本，宜設為0.0010%以上。
<<選自於由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu及Au所構成群組中之1種以上：合計2.50%~5.00%>>
該等元素在用以產生α-γ變態上係必要元素，因此必須含有合計2.50%以上之該等元素。另一方面，若合計大於5.00%，則成本變高，有時亦會導致磁通密度降低。因此，將該等元素設為合計在5.00%以下。
又，設為進一步滿足以下條件來作為會產生α-γ變態之條件。亦即，令Mn含量(質量%)為[Mn]、Ni含量(質量%)為[Ni]、Co含量(質量%)為[Co]、Pt含量(質量%)為[Pt]、Pb含量(質量%)為[Pb]、Cu含量(質量%)為[Cu]、Au含量(質量%)為[Au]、Si含量(質量%)為[Si]及sol.Al含量(質量%)為[sol.Al]，此時以質量%計宜滿足以下(1)式。
([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])-([Si]+[sol.Al])>0%‧‧‧(1)
不滿足前述(1)式時不會產生α-γ變態，故磁通密度變低。
<<Sn：0.000%~0.400%、Sb：0.000%~0.400%、P：0.000%~0.400%>>
Sn、Sb會改善冷軋延及再結晶後之集合組織，使其磁通密度提升。因此，可視需求含有該等元素，但若含有過多會使鋼脆化。故，Sn含量與Sb含量皆設 為0.400%以下。此外，亦可為了確保再結晶後的鋼板硬度而含有P，但若含有過多會招致鋼脆化。因此，P含量設為0.400%以下。要如以上所述地賦予磁特性等之更進一步的效果時，宜含有選自於由0.020%~0.400%之Sn、0.020%~0.400%之Sb及0.020%~0.400%之P所構成群組中之1種以上。
<<選自於由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd所構成群組中之1種以上：合計0.0000%~0.0100%>>
Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd在鑄造熔鋼時會與熔鋼中的S反應而生成硫化物、氧硫化物或該二者之析出物。以下，有時會將Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd總稱為「粗大析出物生成元素」。粗大析出物生成元素之析出物的粒徑為1μm~2μm左右，遠遠大於MnS、TiN、AlN等微細析出物的粒徑(100nm左右)。因此，該等微細析出物會附著於粗大析出物生成元素之析出物上，而變得難以阻礙中間退火中之再結晶及晶粒的成長。為了充分獲得該等作用效果，該等元素合計宜為0.0005%以上。惟，若該等元素合計大於0.0100%，則硫化物、氧硫化物或該二者的總量會過多，而阻礙中間退火中之再結晶及晶粒的成長。因此，粗大析出物生成元素之含量設為合計在0.0100%以下。
<<集合組織>>
接下來，說明本實施形態無方向性電磁鋼板之集合組織。製造方法之詳細內容將於後說明，本實施形態之無方向性電磁鋼板係呈可產生α-γ變態之化學組成，並且在結束熱軋延中之精整軋延後立即急冷，藉此將組織微細化，而成為{100}晶粒成長後之組織。因而，本實施形態無方向性電磁鋼板之{100}<011>方位之聚集強度達5~30，相對於軋延方向為45°方向之磁通密度B50變得特別高。雖然如所述地在特定方向上磁通密度變高，但整體上在全方向平均上可獲得高磁通密度。{100}<011>方位之聚集強度若小於5，致使磁通密度降低之{111}<112>方位之聚集強度會變高，而造成整體上磁通密度降低。又， {100}<011>方位之聚集強度大於30之製造方法必須加厚熱軋延板，而有難以進行製造之課題。
{100}<011>方位之聚集強度可藉由X射線繞射法或電子背向散射繞射(electron backscatter diffraction：EBSD)法來測定。由於X射線及電子射線之來自試樣的反射角等在每個結晶方位皆不同，因此可以隨機方位試樣為基準，利用其反射強度等來求算結晶方位強度。本實施形態中較佳之無方向性電磁鋼板之{100}<011>方位之聚集強度以X射線隨機強度比計為5~30。此時，亦可藉由EBSD測定結晶方位，採用換算成X射線隨機強度比之值。
<<厚度>>
接下來，說明本實施形態無方向性電磁鋼板之厚度。本實施形態無方向性電磁鋼板之厚度為0.50mm以下。若厚度大於0.50mm，便無法獲得優異的高頻鐵損。因此，厚度設為0.50mm以下。
<<磁特性>>
接下來，說明本實施形態無方向性電磁鋼板之磁特性。在調查磁特性時，係測定本實施形態之無方向性電磁鋼板的磁通密度、亦即B50的值。在所製出之無方向性電磁鋼板中，無法區別其軋延方向之一方向與另一方向。因此在本實施形態中，所謂軋延方向係指其一方向及另一方向之兩方向。若令軋延方向之B50的值為B50L、從軋延方向傾斜45°之方向之B50的值為B50D1、從軋延方向傾斜90°之方向之B50的值為B50C、從軋延方向傾斜135°之方向之B50的值為B50D2，則可觀察到B50D1及B50D2為最高且B50L及B50C為最低之磁通密度的各向異性。
在此，例如考慮以順時針(亦可為逆時針)方向為正方向之磁通密度的全方位(0°~360°)分布時，若令軋延方向為0°(一方向)及180°(另一方向)，則B50D1會係45°及225°之B50值，B50D2係135°及315°之B50值。同樣地，B50L係0° 及180°之B50值，B50C係90°及270°之B50值。45°之B50值與225°之B50值嚴格上會一致，且135°之B50值與315°之B50值嚴格上會一致。然而，B50D1與B50D2由於在實際製造時有時不易使磁特性相同，因此會有嚴格上並不一致的情況。同樣地，0°之B50值與180°之B50值嚴格上會一致，且90°之B50值與270°之B50值嚴格上會一致，但另一方面，有時B50L與B50C嚴格上並不一致。在本實施形態之無方向性電磁鋼板中，係採用B50D1及B50D2之平均值、及B50L與B50C之平均值，且滿足以下(2)式及(3)式。
(B50D1+B50D2)/2>1.7T‧‧‧(2)
(B50D1+B50D2)/2>(B50L+B50C)/2‧‧‧(3)
若如所述方式測定磁通密度，則如(2)式這般B50D1及B50D2之平均值達1.7T以上，並同時可確認到如式(3)這般地磁通密度之高各向異性。
並且，除了滿足(1)式以外，還宜如以下(4)式這般地磁通密度之各向異性較(3)式更高。
(B50D1+B50D2)/2>1.1×(B50L+B50C)/2‧‧‧(4)
而且，宜如以下(5)式這般，磁通密度之各向異性更高。
(B50D1+B50D2)/2>1.2×(B50L+B50C)/2‧‧‧(5)
更甚者，宜如以下(6)式這般，B50D1及B50D2之平均值達1.8T以上。
(B50D1+B50D2)/2>1.8T‧‧‧(6)
又，前述之45°係理論上的值，由於在實際製造時有時不易使其在45°上一致，因此設為亦包含嚴格上沒有在45°上一致者。所述情事針對該0°、90°、135°、180°、225°、270°及315°亦相同。
磁通密度之測定可從相對於軋延方向為45°、0°方向等切出55mm見方之試樣，使用單板磁測定裝置來進行。
<<製造方法>>
接下來，說明本實施形態無方向性電磁鋼板之製造方法之一例。在製造本實施形態之無方向性電磁鋼板時，例如會進行熱軋延、冷軋延(第1冷軋延)、中間退火(第1退火)、平整軋延(第2冷軋延)、精加工退火(第3退火)及弛力退火(第2退火)等。
首先，將前述鋼材加熱並實施熱軋延。鋼材例如係藉由一般之連續鑄造來製造的扁胚。熱軋延之粗軋延及精整軋延係在γ區(Ar1溫度以上)之溫度下進行。亦即，以精整軋延之精加工溫度達Ar1溫度以上、捲取溫度高於250℃且在600℃以下之方式進行熱軋延。藉此，透過其後之冷卻而從沃斯田鐵變態成肥粒鐵，組織因而微細化。若在被微細化後的狀態下施行後續的冷軋延，則容易發生鼓脹再結晶(以下稱為脹大)，故可使通常不易成長之{100}晶粒變得容易成長。
又，在製造本實施形態之無方向性電磁鋼板時，更將通過精整軋延之最後道次時的溫度(精加工溫度)設為Ar1溫度以上，捲取溫度設為高於250℃且在600℃以下。藉由從沃斯田鐵變態成肥粒鐵，來使結晶組織微細化。透過以所述方式使結晶組織微細化，可使歷經後續的冷軋延、中間退火後變得容易發生脹大。
然後，不進行熱軋延板退火而捲取，並歷經酸洗後對熱軋延鋼板進行冷軋延。在冷軋延中宜將軋縮率設為80%~95%。軋縮率小於85%時，會變得不易發生脹大。軋縮率大於95%時，雖然會因後續的脹大使{100}晶粒變得容易成長，但卻必須將熱軋延鋼板加厚，而變得難以進行熱軋延之捲取，且易變得難以操作。冷軋延的軋縮率較佳為86%以上。冷軋延的軋縮率為86%以上時，更容易發生脹大。
冷軋延一結束，便接著進行中間退火。在製造本實施形態之無方向性電磁鋼板時，係在不會變態成沃斯田鐵的溫度下進行中間退火。亦即，宜 將中間退火的溫度設為低於Ac1溫度。藉由以所述方式進行中間退火，便會發生脹大而{100}晶粒變得容易成長。又，中間退火的時間宜設為5秒~60秒。
中間退火一結束，便接著進行平整軋延。如前所述，若在發生脹大的狀態下進行平整軋延與退火，{100}晶粒會以發生脹大的部分為起點進一步成長。其原因在於藉由平整軋延，{100}<011>晶粒有不易積存應變，{111}<112>晶粒有容易積存應變的性質，在後續的退火中應變少的{100}<011>晶粒會以應變之差為驅動力而蠶食{111}<112>晶粒之故。以應變之差作為驅動力而發生的該蠶食現象，係稱為應變誘發晶界移動(以下稱為SIBM)。平整軋延的軋縮率宜設為5%~25%。軋縮率小於5%時應變量過少，故於後續的退火中不會發生SIBM，{100}<011>晶粒不會變大。另一方面，軋縮率大於25%時應變量變得過多，而會發生再結晶成核(以下稱為Nucleation)，從{111}<112>晶粒中產生新的晶粒。在該Nucleation中，幾乎所有產生的晶粒都係{111}<112>晶粒，故會使磁特性變差。
在施行平整軋延後進行精加工退火，以釋放應變使加工性提升。精加工退火也同樣設為不會變態成沃斯田鐵的溫度，而將精加工退火的溫度設為低於Ac1溫度。藉由以所述條件進行精加工退火，{100}<011>晶粒會蠶食{111}<112>晶粒，而可使磁特性提升。並且，將精加工退火時達600℃~Ac1溫度之時間設為1200秒以內。該退火時間若過短，於平整加工中導入的應變幾乎都會殘留下來，導致在沖裁成複雜形狀時發生翹曲。另一方面，退火時間若過長，晶粒會變得過於粗大，在沖裁時塌邊變大而變得無法表現出沖裁精度。
當結束精加工退火，為了做成所欲之鋼鐵構件，會進行無方向性電磁鋼板的成形加工等。並且，為了去除在由無方向性電磁鋼板所構成之鋼鐵構件中因成形加工等(例如沖裁)而產生的應變等，會對鋼鐵構件實施弛力退火。在本實施形態中，為了使在較Ac1溫度更低溫下發生SIBM，且亦使結晶粒徑可 變得粗大，係將弛力退火的溫度設為例如800℃左右，弛力退火的時間設為2小時左右。藉由弛力退火，可使磁特性提升。
本實施形態之無方向性電磁鋼板(鋼鐵構件)在前述製造方法中，主要藉由在熱軋延步驟中於Ar1溫度以上進行精整軋延，而獲得前述(1)式之高B50及前述(2)式之優異各向異性。並且，藉由在平整軋延步驟中使軋縮率成為10%左右，而獲得前述式(4)之更優異的各向異性。
另外，在本實施形態中，Ar1溫度係從以1℃/秒的平均冷卻速度進行冷卻中之鋼材(鋼板)的熱膨脹變化求算。又，在本實施形態中，Ac1溫度係從以1℃/秒的平均加熱速度進行加熱中之鋼材(鋼板)的熱膨脹變化求算。
如以上所述方式進行，即可製造由本實施形態之無方向性電磁鋼板所構成之鋼鐵構件。
接著，針對本實施形態之無方向性電磁鋼板，一邊示出實施例一邊具體說明。以下所示實施例僅為無方向性電磁鋼板之一例，無方向性電磁鋼板並不限於下述示例。
<<第1實施例>>
藉由鑄造熔鋼，製作出以下表1至表2所示之成分的鑄錠。在此，式左邊表示前述(1)式之左邊的值。然後，將製作出的鑄錠加熱至1150℃並進行熱軋延，軋延成板厚達2.5mm。並且，於精整軋延結束後進行水冷並捲取熱軋延鋼板。此時在精整軋延之最後道次的階段中之溫度(精加工溫度)為830℃，皆為高於Ar1溫度之溫度。又，不會發生γ-α變態之No.108係將精加工溫度設為850℃。又，捲取溫度係以表1所示條件進行。
接著，在熱軋延鋼板中藉由酸洗去除鏽皮，且以表1所示之冷軋延後的軋縮率進行軋延。然後，在無氧化氣體環境中於700℃下進行30秒的中間退火。接著，以表1所示之第2次冷軋延(平整軋延)軋縮率進行軋延。
接下來，為了調查磁特性，在第2次冷軋延(平整軋延)後，在800℃下進行30秒的精加工退火，並以剪切加工做成55mm見方之試樣後，在800℃下進行2小時的弛力退火，並測定磁通密度B50。測定試樣係在軋延方向上於0°與45°之2種方向上採取55mm見方之試樣。並且，測定該2種試樣，將相對於軋延方向為0°、45°、90°及135°之磁通密度B50分別設為B50L、B50D1、B50C及B50D2。
Figure 109139790-A0305-02-0051-1
Figure 109139790-A0305-02-0052-3
表1至表2中的底線表示落在本發明範圍外的條件。發明例之No.101~No.107、No.109~No.111及No.114~No.130，其等在45°方向及全周平均上磁通密度B50皆為良好之值。惟，No.116與No.127因落在適當的捲取溫度外，故磁通密度B50稍低。No.129與No.130因冷軋延的軋縮率低，故磁通密度B50稍低於同等成分與捲取溫度之No.118。另一方面，比較例之No.108因Si濃度高，式左邊之值為0以下且為不會發生α-γ變態之組成，故磁通密度B50皆低。比較例之No.112因降低了平整軋延率，故{100}<011>強度小於5且磁通密度B50皆低。比較例之No.113之{100}<011>強度達30以上，落在本發明外。No.113因熱軋延板的厚度厚達7mm，而有不易操作的缺點。
<<第2實施例>>
藉由鑄造熔鋼，製作出以下表3所示之成分的鑄錠。然後，將製作出的鑄錠加熱至1150℃並進行熱軋延，軋延成板厚達2.5mm。並且，於精整軋延結束後進行水冷並捲取熱軋延鋼板。此時在精整軋延之最後道次的階段中之精加工溫度為830℃，皆為高於Ar1溫度之溫度。
接著，在熱軋延鋼板中藉由酸洗去除鏽皮，且進行冷軋延直到板厚成為0.385mm為止。然後，在無氧化氣體環境中進行中間退火，並控制中間退火的溫度，使再結晶率成為85%。接下來，進行第2次冷軋延(平整軋延)直到板厚達0.35mm為止。
接下來，為了調查磁特性，在第2次冷軋延(平整軋延)後，在800℃下進行30秒的精加工退火，並以剪切加工做成55mm見方之試樣後，在800℃下進行2小時的弛力退火，並測定磁通密度B50與鐵損W10/400。關於磁通密度B50，係以與第1實施例同樣的程序進行測定。另一方面，鐵損W10/400係以施加400Hz之交流磁場以使最大磁通密度成為1.0T時在試樣產生之能量損失(W/kg)來測定。鐵損設為在相對於軋延方向為0°、45°、90°及135°上測出之結果的平均值。
Figure 109139790-A0305-02-0054-4
[表4]
Figure 109139790-A0305-02-0055-5
No.201~No.214皆為發明例，磁特性皆良好。尤其，No.202~No.204之磁通密度B50較No.201及No.205~No.214更高，No.205~No.214之鐵損W10/400較No.201~No.204更低。
以上，已一同說明了本發明與各種實施形態，惟本發明不僅限於該等實施形態，在本發明範圍內可加以變更等。
在上述說明中，說明了運轉條件為轉矩比率的情況，惟不限於該情況，運轉條件可為轉數比率，亦可為轉數比率各自之轉矩比率。
產業上之可利用性
根據本發明，可減低磁通密度之參差並抑制鐵損。因此，產業上之可利用性高。
100:旋轉電機
110:轉子
120:定子
121a~121p:芯齒
122:軛部
130:旋轉軸
O:軸

Claims (8)

  1. 一種定子鐵芯，具有經積層之複數片電磁鋼板；該定子鐵芯之特徵在於：前述定子鐵芯之複數個芯齒中，沿著磁特性優異之方向之芯齒的寬度較沿著磁特性差之方向之芯齒的寬度更窄；前述定子鐵芯係積層業經軋延後之電磁鋼板而構成；前述電磁鋼板具有以下化學組成：以質量%計含有：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、選自於由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu及Au所構成群組中之1種以上：合計2.50%~5.00%、Sn：0.000%~0.400%、Sb：0.000%~0.400%、P：0.000%~0.400%及選自於由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd所構成群組中之1種以上：合計0.0000%~0.0100%，令Mn含量(質量%)為[Mn]、Ni含量(質量%)為[Ni]、Co含量(質量%)為[Co]、Pt含量(質量%)為[Pt]、Pb含量(質量%)為[Pb]、Cu含量(質量%)為[Cu]、Au含量(質量%)為[Au]、Si含量(質量%)為[Si]、sol.Al含量(質量%)為[sol.Al]，此時滿足以下(1)式， 且剩餘部分由Fe及不純物所構成；令軋延方向之B50的值為B50L、從軋延方向傾斜45°之方向之B50的值為B50D1、從軋延方向傾斜90°之方向之B50的值為B50C、從軋延方向傾斜135°之方向之B50的值為B50D2，此時滿足以下(2)式及(3)式，{100}<011>之X射線隨機強度比為5以上且小於30，且板厚為0.50mm以下；前述磁特性優異之方向係從軋延方向起算之角度為45°之方向，前述磁特性差之方向係從軋延方向起算之角度為0°及90°之方向；並且前述定子鐵芯之沿著前述從軋延方向起算之角度為45°之方向之芯齒的寬度係較沿著前述從軋延方向起算之角度為0°之方向之芯齒的寬度及沿著前述從軋延方向起算之角度為90°之方向之芯齒的寬度之任一寬度皆更窄；([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)。
  2. 如請求項1之定子鐵芯，其中在前述定子鐵芯之芯齒中，前述定子鐵芯之芯齒的寬度與以預定磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度之積，在各芯齒呈大致固定。
  3. 如請求項1或2之定子鐵芯，其滿足以下(4)式：(B50D1+B50D2)/2>1.1×(B50L+B50C)/2‧‧‧(4)。
  4. 如請求項1或2之定子鐵芯，其滿足以下(5)式：(B50D1+B50D2)/2>1.2×(B50L+B50C)/2‧‧‧(5)。
  5. 如請求項1或2之定子鐵芯，其滿足以下(6)式：(B50D1+B50D2)/2>1.8T‧‧‧(6)。
  6. 一種旋轉電機，其特徵在於：具備如請求項1至5中任一項之定子鐵芯。
  7. 一種定子鐵芯之設計方法，係設計具有經積層之電磁鋼板之定子鐵芯的方法；該設計方法之特徵在於具有以下步驟：芯齒磁通密度取得步驟，係取得以預定磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊；決定步驟，係以使前述定子鐵芯之芯齒的寬度與透過前述芯齒磁通密度取得步驟取得之芯齒的磁通密度之積在各芯齒呈大致固定的方式，決定前述定子鐵芯之芯齒的寬度；運轉數據取得步驟，係取得在使具備有前述定子鐵芯之旋轉電機運轉時前述旋轉電機之運轉數據；特定步驟，係根據透過前述運轉數據取得步驟取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自之運轉時間比率；平均磁通密度取得步驟，係取得與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊；及平均磁場強度算出步驟，係從透過前述平均磁通密度取得步驟取得之與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，對前述複數個運轉條件各自算出芯齒之平均磁場強度；在前述芯齒磁通密度取得步驟中，係取得以透過前述平均磁場強度算出步驟算出之前述複數個運轉條件各自之芯齒之平均磁場強度激磁後，前述複數個運轉條件各自之芯齒的磁通密度資訊；在前述決定步驟中，係以使前述定子鐵芯之芯齒的寬度與透過前述芯齒磁通密度取得步驟取得之芯齒的磁通密度之積在各芯齒呈大致固定的方式，對前述複數個運轉條件各自算出芯齒寬度，且根據透過前述特定步驟特定出之運轉時間比率，將所算出之前述複數個運轉條件各自之芯齒寬度予以加權，來決定 加權後之芯齒寬度。
  8. 一種定子鐵芯之設計方法，係設計具有經積層之電磁鋼板之定子鐵芯的方法；該設計方法之特徵在於具有以下步驟：芯齒磁通密度取得步驟，係取得以預定磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊；決定步驟，係以使前述定子鐵芯之芯齒的寬度與透過前述芯齒磁通密度取得步驟取得之芯齒的磁通密度之積在各芯齒呈大致固定的方式，決定前述定子鐵芯之芯齒的寬度；運轉數據取得步驟，係取得在使具備有前述定子鐵芯之旋轉電機運轉時前述旋轉電機之運轉數據；特定步驟，係根據透過前述運轉數據取得步驟取得之運轉數據，特定出複數個運轉條件各自之運轉時間比率；平均磁通密度取得步驟，係取得與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊；評估磁通密度算出步驟，係從透過前述平均磁通密度取得步驟取得之與前述複數個運轉條件各自對應之芯齒之平均磁通密度資訊，根據透過前述特定步驟特定出之運轉時間比率予以加權，算出加權後之芯齒之評估磁通密度；及平均磁場強度算出步驟，係從透過前述評估磁通密度算出步驟算出之芯齒之評估磁通密度，算出芯齒之平均磁場強度；在前述芯齒磁通密度取得步驟中，係取得以在前述平均磁場強度算出步驟中算出之芯齒之平均磁場強度激磁後之芯齒的磁通密度資訊。
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