WO2008050700A1 - Tôle magnétique unidirectionnelle en acier présentant d'excellentes caractéristiques de pertes dans le fer - Google Patents

Tôle magnétique unidirectionnelle en acier présentant d'excellentes caractéristiques de pertes dans le fer Download PDF

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strain
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Hideyuki Hamamura
Keiji Iwata
Tatsuhiko Sakai
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    • H01F1/14708—Fe-Ni based alloys
    • H01F1/14716—Fe-Ni based alloys in the form of sheets

Definitions

  • the present invention relates to a unidirectional electrical bright and magnetic steel sheet having excellent iron loss characteristics obtained by introducing a residual stress by laser irradiation or the like and performing magnetic domain control.
  • the iron loss of electrical steel is roughly divided into hysteresis loss and eddy current loss.
  • Hysteresis loss is known to be affected by crystal orientation, defects, grain boundaries, etc.
  • eddy current loss is known to be affected by plate thickness, electrical resistance, magnetic domain width, and the like. Since there are limits to the methods for controlling and improving crystal orientation to reduce hysteresis loss, in recent years there have been many subdivisions of magnetic domain width, that is, magnetic domain control techniques, in order to reduce eddy current loss, which accounts for the majority of iron loss. Proposed.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 2005-248291 discloses a new proposal that pays attention to the maximum value of the residual stress in the rolling direction formed on the surface of the steel sheet. Disclosure of the invention
  • the energy of the steel plate (determined by the laser wavelength, surface properties, shape, film composition) and film thickness depend on the laser energy to thermal energy (temperature distribution, Since the conversion to (temperature history) is different, the strain introduced varies depending on the properties of the steel sheet even if the laser irradiation conditions are the same.
  • the physical properties for example, Young's modulus and yield stress
  • the steel sheet composition for example, Si content
  • Patent Document 2 quantitatively mentions only the strain and residual stress, there is a limit to reducing iron loss only by controlling the strain and tensile residual stress on the steel sheet surface.
  • the object of the present invention is to reduce the iron loss of the unidirectional electrical steel sheet to the hysteresis loss and the vortex. Compared to the conventional method, it is divided into current loss, especially from the viewpoint of eddy current loss, by controlling the distribution of strain and residual stress under quantitatively appropriate conditions including not only the surface but also the internal plate thickness direction. The object is to provide a unidirectional electrical steel sheet with excellent iron loss.
  • the present inventors conducted an experiment of magnetic domain control to introduce residual stress by distorting the unidirectional electrical steel sheet by laser irradiation or the like, and the distribution of residual stress introduced into the obtained low iron loss unidirectional electrical steel sheet Research has been conducted eagerly. As a result, we found a correlation between residual stress and eddy current loss, and found that a unidirectional electrical steel sheet with excellent iron loss characteristics can be realized by controlling the compression stress value and strain interval.
  • the gist of the present invention is as follows.
  • a periodic interval in the rolling direction of uniform strain in the sheet width direction by laser beam irradiation is 2 M or more and 8 thighs or less. Special feature.
  • FIG. 1 is a schematic view of an apparatus used in the method for producing a unidirectional electrical steel sheet of the present invention.
  • Figure 2 shows the two-dimensional distribution of the residual stress in the rolling direction near the laser irradiation position in the cross section in the rolling direction / thickness direction.
  • Figure 3 shows the relationship between the maximum tensile residual stress in the rolling direction and iron loss W 17/5 Q.
  • Figure 4 shows the relationship between the integral compressive stress value ⁇ S and the eddy current loss We (fixed with an irradiation interval of 4 mm).
  • Figure 5 shows the relationship between the integral compressive stress value ⁇ S and the iron loss W 17/5 fl (irradiation, interval 4 mm fixed).
  • Figure 7 shows the maximum compressive residual stress in the rolling direction and iron loss W 17/5 .
  • FIG. 1 is an explanatory diagram of a laser beam irradiation method according to the present invention.
  • a continuous wave (CW) laser beam LB output from the laser device 3 is used, and a polygon mirror 4 and an f 0 lens 5 are used.
  • the electromagnetic steel sheet 1 was scanned and irradiated.
  • 6 is a cylindrical lens or a plurality of cylindrical group lenses.
  • the condensing diameter of the laser beam condensing spot in the beam scanning direction (the plate width direction perpendicular to the rolling direction) (length in the scanning direction) It is used to control the condensing shape from circular to elliptical by changing dc.
  • Average irradiation energy density U a [mJ / mm 2 ] is the laser power P [W], the laser beam width direction scanning (scanning) speed V c [i / s], the laser irradiation in the rolling direction Using the spacing PL (mm)
  • FIG. 1 shows an example in which a pair of lasers and a laser beam scribing device is used, but a plurality of similar devices may be arranged in the plate width direction according to the plate width of the steel plate.
  • the present inventors have used a continuous wave fiber laser apparatus having a fiber core diameter of 10 m to change the irradiation conditions in various combinations of the condensing spot shape and the average irradiation energy density U a, and An experiment was conducted in which the laser beam was scanned on the surface in a bowl shape in a direction substantially perpendicular to the rolling direction. The two-dimensional distribution of residual stress in the rolling direction and the iron loss and hysteresis loss in the cross section perpendicular to the plate width direction were measured, and the iron loss was separated into hysteresis loss and eddy current loss.
  • the two-dimensional distribution of residual stress in the rolling direction in the cross section perpendicular to the sheet width direction was measured by measuring the lattice spacing by the X-ray diffraction method and converting it into stress using physical properties such as elastic modulus.
  • the iron loss was measured as W 17/5 Q with an SST (Single Sheet Tester) measuring instrument.
  • W 17/5 Q is frequency 50Hz, maximum magnetic flux density 1.7
  • the iron loss at T In the grain-oriented electrical steel sheet samples used in this example, when the plate thickness is 0. 23 mm, the before laser irradiation W, 7/5. was 0.86 W / kg.
  • hysteresis loss was calculated from the hysteresis loop, and the eddy current was the value obtained by subtracting the hysteresis loss from the aforementioned iron loss.
  • Fig. 2 shows a typical example of the two-dimensional distribution in the cross section perpendicular to the sheet width direction of the compressive residual stress in the rolling direction generated near the laser irradiation position.
  • the width in the rolling direction where residual stress and plastic strain exist is almost proportional to the rolling direction diameter dl of the laser focusing spot.
  • the present inventors investigated the relationship between the maximum value of the tensile residual stress and compressive residual stress on the steel sheet surface and the iron loss of the steel sheet irradiated with a continuous wave laser.
  • Figure 3 shows the relationship between the maximum tensile residual stress and iron loss
  • Fig. 7 shows the relationship between the maximum compressive residual stress and iron loss.
  • the maximum value of tensile residual stress there is no correlation with iron loss or an optimum value.
  • the iron loss is good at 10 OMPa or more shown by the alternate long and short dash line, but the upper limit is not clear.
  • the iron loss in magnetic domain control by laser irradiation cannot be explained by the maximum value of tensile residual stress, and cannot be completely explained by the maximum value of compressive residual stress.
  • the present inventors have, as a first point of interest, the maximum value of the tensile residual stress is larger than the compressive residual stress, and the tensile residual stress is concentrated in a narrow region.
  • the yield stress that is, the plastic strain region
  • the relationship between the maximum value of the compressive residual stress and the iron loss has been found, Even if the maximum value of compressive residual stress is the same, compressive residual We focused on the difference in the stress distribution in the depth direction.
  • the main factors that realize iron loss reduction and magnetic domain subdivision are that the primary focus point is that compressive stress, not tensile stress, is important, and the second focus point is that the maximum residual stress It came to the idea that the breadth of the distribution, not the value, was important.
  • the integral compressive stress value [N] is the compressive residual stress of the cross section
  • S [mm 2 ] is the area where the compressive residual stress exists in the cross section
  • ds is the area fragment
  • ⁇ S is defined as the integrated value of stress ⁇ within the area S .
  • the integrated compressive stress value is the sum of compressive residual stresses introduced by laser irradiation.
  • the laser irradiation interval PL in the rolling direction is 4 mm (constant)
  • the laser focusing spot shape is 20 X 2500 ⁇ m, 100 X 500 100 X 2000 m, 300 x2 OO zm
  • the laser power is stepwise for each of them.
  • the integral compression stress value was determined by the above method.
  • the eddy current loss was obtained by subtracting the hysteresis loss from the measured iron loss.
  • Figure 4 shows the relationship between the two steel sheets, plotting the integral compressive stress value S on the horizontal axis and the eddy current loss We on the vertical axis.
  • the iron loss improvement rate 77 is
  • V (%) ⁇ (iron loss of material one reached iron loss) iron loss of material ⁇ X 1 0 0 is defined.
  • the laser irradiation interval PL in the rolling direction was fixed at 4 mm, but the effect was investigated by changing the laser irradiation interval PL in the rolling direction.
  • the converging spot shape of the laser beam is 0.1 mm in the rolling direction and 0.5 mm in the scanning direction (sheet width direction), and the integrated compressive stress ⁇ S is in the range of 0.20 ⁇ ⁇ S ⁇ 0.80 ⁇ .
  • U a adjusted. 6 the laser irradiation interval PL in the rolling direction in the horizontal axis, the iron loss W I 7/50 on the vertical axis and plot shows the relationship between them.
  • the integrated compressive stress value was calculated after measuring the residual stress under the irradiation conditions shown in Table 1 using a continuous wave laser on the steel sheet surface.
  • the iron loss (W 17/5 fl ) was measured.
  • the results are summarized in the same Table 1.
  • the laser power was fixed at 200 W and the laser irradiation interval in the rolling direction was fixed at 4 mm.
  • the integral compressive stress value was calculated by measuring the residual stress (strain) in the rolling direction using the X-ray diffraction method, and calculating the compressive stress from Equation (2).
  • the electrical steel sheets shown in the tests No. 1 to No. 6 all have an integral compressive stress value ⁇ S in the rolling direction and a laser irradiation interval (strain interval) in the rolling direction.
  • PL is in the range specified by the present invention 0.200.75 ⁇ a S ⁇ 0.80 ⁇ , 2 mm ⁇ PL ⁇ 8 mm, so iron loss improvement rate is 13%, low iron loss value (W 17/5 fl ) 0.75 Reduced to less than W / kg.
  • integral compression stress value conditions of irradiation interval PL of those satisfying the conditions is outside the test N o. 7 'and N o.
  • Electromagnetic steel sheet shown in 8 low iron loss value (W, 7/50) 0.75W / kg The following has not been achieved. Thus, if the present invention is used, a unidirectional electrical steel sheet having excellent iron loss characteristics can be obtained.
  • the residual stress introduced into the unidirectional electrical steel sheet in particular, the compressive residual stress is controlled quantitatively and appropriately, so that the unidirectionality is stable and superior in iron loss characteristics compared to the conventional one.
  • An electromagnetic steel sheet can be obtained.
  • the unidirectional electrical steel sheet of the present invention as an iron core, a highly efficient and compact transformer can be manufactured. Therefore, the industrial utility value of the present invention is very high.

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Description

鉄損特性の優れた一方向性電磁鋼板
技術分野
本発明は、 レ一ザ照射等で残留応力を導入して磁区制御を施した 鉄損特性に優れた一方向性電明磁鋼板に関する。
背景技術
書
鋼板の圧延方向に磁化容易軸をもつ一方向性電磁鋼板は、 主に卜 ランスの鉄心などに用いられているが、 近年、 エネルギー節約の観 点から鉄心の鉄損を低減することが強く要望されている。
電磁鋼板の鉄損は、 大別してヒステリシス損と渦電流損とからな る。 ヒステリシス損は結晶方位、 欠陥、 粒界等により、 また渦電流 損は板厚、 電気抵抗、 磁区幅等により影響を受けることが知られて いる。 ヒステリシス損低減のために結晶方位を制御、 改善する手法 には限界があることから、 近年、 鉄損の多くを占める渦電流損を低 減するために磁区幅の細分化すなわち磁区制御技術が数多く提案さ れている。
その方法として、 特公平 6 - 1 9 1 1 2号公報に一方向性電磁鋼板の製 造方法として、 YAGレーザ照射により、 圧延方向に周期的に圧延方 向にほぼ垂直な線状の歪みを導入し、 鉄損を低減する方法が開示さ れている。 レーザ磁区制御と呼ばれるこの方法の原理は、 レーザピ ームを走査して照射することによる表面歪みに起因して、 1 8 0 ° 磁区幅が細分化され、 鉄損が低減されるというものである。
また、 特開 2005 - 24829 1号公報には、 鋼板表面に形成された圧延 方向の残留応力の最大値に着目するという新たな提案がされている 発明の開示
鋼板表面に局部的な歪みを導入し、 1 8 0 ° 磁区幅を細分化して 、 鉄損を低減するというレーザ磁区制御に関し、 従来技術である特 許文献 1 を含めこれまでのほとんどの提案は、 試行錯誤の結果、 レ 一ザの種類、 レーザビーム集光スポッ ト形状、 レーザエネルギー密 度、 レ一ザ.照射間隔等多くの照射パラメータをより限定したもので あり、 提案の内容は非常に断片的であり統一性を欠いている。 その 原因は、 磁区細分化を引き起こし、 鉄損を低減する主要因である歪 みあるいは残留応力の定量的な議論に言及していない点にある。 そ もそもレーザ照射による鉄損改善においては、 同じ照射条件でも鋼 板の吸収率 （レーザ波長や表面性状、 形状、 皮膜組成により決まる ) や皮膜厚によって、 レーザエネルギーから熱エネルギー （温度分 布、 温度履歴） への変換が異なるため、 レーザ照射条件は同一でも 鋼板の性状によって導入される歪は異なる。 しかも、 同じ熱ェネル ギー （温度分布、 温度履歴） でも、 鋼板の組成 （例えば S i量） によ り物性値 （例えばヤング率や降伏応力値） が異なるので、 残留応力 も異なる。 従って、 ある条件の鋼板に対する最適なレーザ照射条件 が得られても、 被膜の状態が少し変化するだけでレーザによる歪の 入り方が異なってしまい、 鉄損値が変化するので、 レーザ照射条件 と鉄損の低減は 1対 1には対応しない。 そこで、 鉄損に対してより 本質的な影響因子を見出すことが求められていた。 特許文献 2は唯 一歪み、 残留応力について定量的に言及しているものの、 鋼板表面 の歪み、 引張り残留応力のみを制御するだけでは、 鉄損低減には限 界があった。
本発明の課題は、 一方向性電磁鋼板の鉄損をヒステリシス損と渦 電流損に分けて、 特に渦電流損の観点から、 歪みおよび残留応力の 分布を表面だけでなく内部の板厚方向も含めて定量的に適正な条件 下で制御することにより、 従来に比べて鉄損の優れた一方向性電磁 鋼板を提供することにある。
本発明者らは、 一方向性電磁鋼板にレーザ照射等で歪み、 残留応 力を導入する磁区制御の実験を行い、 得られた低鉄損一方向性電磁 鋼板について導入された残留応力の分布を調べる研究を鋭意行って きた。 その結果、 残留応力と渦電流損との間の相関性を見出し、 圧 縮応力値と歪み間隔との制御を行えば、 鉄損特性の優れた一方向性 電磁鋼板を実現できることを知見した。 本発明の要旨は以下のとお りである。
( 1 ) 連続波レーザービームを照射して圧延方向と直角の向きの 板幅方向に均一に、 且つ圧延方向に周期的に、 圧延方向とほぼ直角 な線状の歪みがある一方向性電磁鋼板において、 一箇所の歪み導入 部近傍に生じた圧延方向の圧縮残留応力の、 板幅方向に垂直な断面 における、 二次元分布において、 圧延方向の圧縮残留応力を該断面 の圧縮残留応力が存在する領域内で積分した値が 0. 20 N以上 0. 80 N 以下であることを特徴とする。
( 2 ) 前記 （ 1 ) 記載の一方向性電磁鋼板に於いて、 レーザビー ム照射による前記板幅方向に均一な歪みの前記圧延方向に周期的な 間隔が 2 M以上 8腿以下であることを特徵とする。 図面の簡単な説明
図 1 は、 本発明の一方向性電磁鋼板製造方法に用いる装置の模式 図である。
図 2は、 レーザ照射位置近傍の圧延方向の残留応力の圧延方向/ 板厚方向断面における二次元分布。 図 3は、 圧延方向の引張り残留応力の最大値と鉄損 W17/5 Qの関 係図である。
図 4は、 積分圧縮応力値 σ Sと渦電流損 Weの関係図である （照 射間隔 4 mm固定） 。
図 5は、 積分圧縮応力値 σ Sと鉄損 W17/5 flの関係図である （照 射,間隔 4 mm固定） 。
図 6は、 照射間隔 P Lと鉄損 W17/ 5。の関係図である （圧延方向 照射径 D Lは 0.1mm、 スキャン方向照射径 D Cは 0.5mm固定） 。
図 7は、 圧延方向の圧縮残留応力の最大値と鉄損 W17/5。の関係 図である。 発明を実施するための最良の形態
本発明者らは、 一方向性電磁鋼板の表面に、 レーザを照射して、 圧延方向にほぼ垂直な線状の歪みを圧延方向に一定間隔に導入して 鉄損を改善する方法において、 種々のレーザ照射条件に対して、 板 幅方向に垂直な断面における圧延方向の残留応力の二次元分布およ び圧延方向のレーザ照射間隔 （ピッチ） に着目し、 鉄損特性の優れ た一方向性電磁鋼板が得られる条件を見出した。 ここで、 板幅方向 は圧延方向とは直角の向きにある。 一方向性電磁鋼板の表面に、 上 記のような線状の歪みを導入する方法としては、 レーザ照射法の他 に、 イオン注入法、 放電加工法、 局部メツキ法、 超音波振動法等が 挙げられるが、 この条件はいずれの手法により歪みを導入した一方 向性電磁鋼板についても当てはまるものである。 以下、 図を用いて 、 本発明のレーザ照射による一方向性電磁鋼板を説明する。
図 1は本発明に係わるレーザビーム照射方法の説明図である。 本 実施例では、 レーザ装置 3から出力される連続発振 （CW) のレ一 ザビーム LBを、 ポリゴンミラー 4と f 0 レンズ 5を使用し、 一方向性 電磁鋼板 1上に走査照射した。 f 0 レンズ 5と一方向性電磁鋼板 1 と の間の距離を変えることにより、 レーザビームの圧延方向集光径 dl を変化させた。 6は円柱レンズあるいは複数の円柱組レンズであり 、 必要に応じてレーザビームの集光スポッ トについてビームのスキ ヤン方向 （圧延方向とは直角の板幅方向） の集光径 （スキャン方向 長） dcを変化させて、 円形から楕円形まで集光形状を制御するのに 用いる。 平均照射エネルギー密度 U a [mJ/mm2] は、 レーザパワー P [W] 、 板幅方向のレーザビームの板幅方向走査 （スキャン） 速 度 V c [i/s] 、 圧延方向のレーザ照射間隔 P L (mm)を用いて、
U a (mJ/mm2 ) = P / (V c XP L)
と定義される。 レーザスキャン速度はポリゴンミラーの回転速度で 決まるので、 平均照射エネルギー密度の調整は、 レーザパワー、 ポ リゴンミラー回転速度、 レーザ照射間隔を変化させて行う ことがで きる。 図 1は、 一組のレーザとレーザピ一ム走查装置を用いた例で あるが、 鋼板の板幅に応じて板幅方向に同様の装置を複数台配置し てもよい。
本発明者らは、 ファイバコア径 10 mの連続発振ファイバレーザ 装置を用いて、 集光スポッ ト形状と平均照射エネルギー密度 U aと の種々の組み合わせで照射条件を変えて、 一方向性電磁鋼板表面に 圧延方向に対しほぼ垂直方向に癱状にレーザビームをスキャンして レーザ照射する実験を実施した。 板幅方向に垂直な断面における圧 延方向の残留応力の二次元分布と鉄損およびヒステリシス損を測定 し、 鉄損をヒステリシス損と渦電流損に分離して考察した。 板幅方 向に垂直な断面における圧延方向の残留応力の二次元分布の測定は 、 X線回折法により格子間隔を測定し、 弾性率等の物性値を用いて 応力に変換した。 鉄損は S S T (Single Sheet Tester) 測定器 で W17/5 Qを測定した。 W17 /5 Qは周波数 50H z、 最大磁束密度 1.7 Tのときの鉄損である。 本実施例で用いた一方向性電磁鋼板サンプ ルにおいて、 板厚が 0. 23mmの場合には、 レーザ照射前の W , 7 / 5。は 0 . 86W/ kgであった。 ヒステリシス損はヒステリシスループより算出 し、 渦電流は前述の鉄損からヒステリシス損を いた値とした。 図 2に、 レーザ照射位置近傍に生じた圧延方向の圧縮残留応力の 板幅方向に垂直な断面における二次元分布の代表的な一例を示す。 鉄損改善の見られた鋼板については、 レーザ照射条件によって残留 応力の絶対値に差異はあるものの、 鋼板表面近傍に大きな引張り応 力が存在し、 その板厚方向直下に圧縮応力の存在が見られた。 なお 、 残留応力および塑性歪みが存在する圧延方向の幅は、 レーザ集光 スポッ 卜の圧延方向径 d lとほぼ比例する。
本発明者らは、 連続発振レーザを用いてレーザ照射した鋼板につ いて、 鋼板表面の引張り残留応力と圧縮残留応力の最大値と鉄損の 関係について調査した。 引張り残留応力最大値と鉄損の関係を図 3 に、 圧縮残留応力の最大値と鉄損の関係を図 7 に示す。 引張り残留 応力最大値については、 鉄損との相関や最適値というものが見られ ない。 一方、 圧縮残留応力の最大値については、 一点鎖線で示す 10 OMPa以上で鉄損は良好となるが、 上限値ははつきり としない。 この 結果、 レーザ照射による磁区制御における鉄損は、 引張り残留応力 の最大値では説明できず、 圧縮残留応力の最大値でも完全には説明 できない。 別の特徴量の存在の可能性が考えられる。
そこで、 本発明者らは、 データを子細に検討した'結果、 第一の着 目点として、 引張り残留応力の最大値が圧縮残留応力に比べて大き く、 且つ引張り残留応力は狭い領域に集中していること、 照射条件 によっては降伏応力すなわち塑性歪み領域に達していること、 一方 、 圧縮残留応力の最大値と鉄損には少なからず関係が見られたこと 、 第二の着目点として、 圧縮残留応力の最大値が同じでも圧縮残留 応力分布は深さ方向の広がりに違いがあることに着目した。 すなわ ち、 鉄損低減および磁区細分化を実現する主要因は、 第一の着目点 から、 引張り応力ではなく圧縮応力が重要な意味を持つこと、 第二 の着目点から、 残留応力の最大値ではなく分布の広がりが重要な意 味を持つという考えに至った。
本発明者らは、 鉄損低減を実現する圧縮応力の分布を表すのに、 特徴量 「積分圧縮応力値 o S」 として、 次式 （ 1 ) のように定義し た。
as=Hs … ( 1 )
すなわち、 レーザ照射部近傍、 つまり、 歪み導入部近傍に生じた圧 延方向の圧縮残留応力の、 板幅方向に垂直な断面における、 二次元 分布において、 積分圧縮応力値 [N] を、 圧延方向の圧縮残留 応力を σ [MPa] 、 該断面の圧縮残留応力が存在する領域を S [mm2 ] 、 面積素片を d s として、 応力 σを領域 S内で積分した値と σ S を定義した。 つまり、 積分圧縮応力値はレーザ照射によって導入さ れた圧縮残留応力の総和である。
圧延方向のレーザ照射間隔 P Lを 4腳 （一定） とし、 レーザ集光 スポッ ト形状を 20 X 2500 ^ m、 100 X 500 100 X 2000 m、 300 x2 OO z mとし、 その各々についてレーザパワーを段階的に変えてレ一 ザ照射した一方向電磁鋼板について、 上記の方法により積分圧縮応 力値を求めた。 一方、 各々について測定した鉄損からヒステリシス 損を差引いて渦電流損を求めた。 図 4は、 各電磁鋼板について、 横 軸に積分圧縮応力値ひ S、 縦軸に渦電流損 Weをプロッ トして、 両 者の関係を示したものである。 この結果より、 積分圧縮応力値と渦 電流損は集光スポッ ト形状に関わらず、 逆比例関係にある。 この意 味することは、 渦電流損の低減すなわち磁区細分化効果は導入され た圧縮残留応力の総和に比例しているという ことである。 この現象 を物理的原理から考察すると、 次のようになる。 磁気弾性エネルギ 一 Eは
E = - C X σ XM Xcos2 θ
ここで、 Cは定数、 σは残留応力、 Μは磁気モーメント、 0はひ と Μのなす角である。 この時、 圧延方向に圧縮残留応力が存在する場 合、 Εが最小になるのは、 0が 9 0度の時であるから、 σが負の値 であることに注意すると、 磁気モーメントの向きは、 圧延方向と垂 直となる。 したがって、 圧縮応力により磁化容易軸が圧延方向だけ でなく、 垂直方向にもできることとなる。 一般的にこれは環流磁区 と呼ばれている。 環流磁区が存在すると静磁エネルギーが高くなつ て不安定になるため、 磁区を細分化して静磁エネルギーを下げて安 定化すると考えられる。 よって、 環流磁区が多いほど、 すなわち圧 縮残留応力が強く しかも広く発生するほど磁区細分化効果が高く、 渦電流損が低減されると考えられる。
図 5は、 図 4で使用したデータと測定した鉄損を用い、 横軸に積 分圧縮応力値 o S、 縦軸に到達鉄損 W17 / 5 Qをプロッ トして、 両者 の関係を示したものである。 この結果より、 一点鎖線で示す 0.20N ≤ σ S≤0.80Nの範囲で、 磁区制御前の鉄損 W17 / 5 D = 0.86 W/kgに 比べ、 点線で示す鉄損改善率 1 3 %以上 （W17 / 5。≤0.75 W/kg) と いう良好な鉄損が実現できる。 なお、 鉄損改善率 77は、
V ( % ) = { (素材の鉄損一到達鉄損） 素材の鉄損 } X 1 0 0 と定義される。 積分圧縮応力値 σ Sが 0.20Nより小さいときは、 渦 電流損が高いため鉄損が低減されない。 積分圧縮応力値 σ Sが 0.80 Νより大きいときは、 渦電流損は低減されるものの、 表面近傍の引 張り残留応力による塑性歪みのためにヒステリシス損が増大し、 鉄 損が低減されないと考えられる。 以上のように、 積分圧縮応力値 σ Sを 0.20N≤ σ S≤0.80N
の範囲に調節すれば、 良好な鉄損の改善が得られることが分かる。 更に好ましくは、 0.40Ν≤ σ S≤0.70Νの範囲に調節すれば更なる 鉄損改善効果が得られることが分かる。
前記では、 圧延方向のレーザ照射間隔 P Lを 4 mmで固定して行 つたが、 さらに圧延方向のレーザ照射間隔 P Lを変化させてその影 響を調査した。 その際、 レーザビームの集光スポッ ト形状は圧延方 向径 0.1mm、 スキャン方向 （板幅方向） 径 0.5mmとし、 積分圧縮 応力 σ Sが 0.20Ν≤ σ S≤ 0.80Νの範囲になるよう U aを調整した 。 図 6は、 横軸に圧延方向のレーザ照射間隔 P L、 縦軸に鉄損 WI 7 / 50をプロッ トして、 両者の関係を示したものである。 この結果よ り、 P Lは 2 mm以上、 8 m m以下の範囲で鉄損改善率 1 3 %の良 好な鉄損が実現できる。 P Lが 2 mmより小さい範囲では、 ヒステ リシス損が増大するため鉄損が低減されない。 P Lが 8 mmより大 きい範囲では、 渦電流損が低減されないので、 鉄損が低減されない 。 以上のように、 圧延方向のレーザ照射間隔 P Lを
2 mm ≤ P L≤ 8 mm '
の範囲に調節すれば、 良好な鉄損の改善が得られることが分かる。 実施例 1
板厚が 0.23mmの一方向性電磁鋼板を用いて、 この鋼板表面に連 続波レーザを用いて表 1 に示すような照射条件で、 残留応力測定後 、 積分圧縮応力値を算出し、 それぞれの鉄損 （W17/5 fl) を測定し た。 結果を同じ表 1 にまとめた。 本実施例 1では、 レーザパワーを 2 0 0 Wに、 圧延方向のレーザ照射間隔を 4mmに固定して行った 。 積分圧縮応力値の算出は、 X線回折法を用いて圧延方向の残留応 力 （歪み） を測定し、 圧縮応力に対して式 （ 2 ) より求めた。 表 1から明らかなように試験 N o . 1〜N o .8 (本発明例） に示 す電磁鋼板は、 いずれも圧延方向の積分圧縮応力値 σ Sが本発明で 規定する範囲 0. 20N≤ G S ≤ 0. 80Νにあるため、 鉄損改善率 1 3 % である低鉄損値 （W17 / 5 ()) 0.75W/kg以下まで低減できた。 一方、 条件範囲 0.20N≤ CT S≤0.80Nから外れる試験 N o. 9〜 N o. 12 ( 比較例） に示す電磁鋼板は低鉄損値 （W17/ 5 Q) 0.75W/kg以下が達 成できていない。 このように、 本発明を用いれば鉄損特性の優れた 一方向性電磁鋼板を得ることができる。
表 1
圧延方向径 スキャン方向径 平均:！:ネルキ" - 歪み間隔 最大引張り 積分 ffi験
DL DC 密度 Ua PL 応力 応力 No.
丽 丽 WLJ/ mm2 蘭 MPa
未照射 0 - 一 一 一 0 0 本発明 1 0. 020 2. 50 2. 5 4 370 0. 本発明 2 0. 020 2. 50 3. 5 4 350 0. 本発明 3 0. 100 0. 50 1 4 460 0. 本発明 4 0. 100 0. 50 2 4 450 0. 本発明 5 0. 100 2. 00 2 4 400 0. 本発明 6 0. 100 2. 00 2. 5 4 400 0. 本発明 7 0. 300 0. 20 2 4 420 0. 本発明 8 0. 300 0. 20 3 4 410 0. 比較例 9 0. 020 2. 50 1 4 330 0. 比較例 10 0. 100 0. 50 4 4 440 0. 比較例 11 0. 100 2. 00 1 4 390 0. 比較例 12 0. 300 0. 20 4 4 410 0.
実施例 2
板厚が 0.23mmの一方向性電磁鋼板の表面に表 2に示すような照 射条件で連続波レーザ光を照射し、 照射部の残留応力測定後、 積分 圧縮応力値を算出し、 併せて鉄損 （W17 / 5 ()) を測定し、 これらの 値を表 2にまとめた。 本実施例 2では、 レーザパワーを実施例と同 じ 2 0 0 Wに固定して行った。
表 2から明らかなように試験 N o . 1〜 N o . 6 (本発明例） に示 す電磁鋼板は、 いずれも圧延方向の積分圧縮応力値 σ Sと圧延方向 のレーザ照射間隔 （歪み間隔） P Lが本発明で規定する範囲 0.20Ν ≤ a S≤0.80Ν, 2 mm≤ P L≤8 mmにあるため、 鉄損改善率 1 3 % である低鉄損値 （W17 / 5 fl) 0.75W/kg以下まで低減できた。 一方、 積分圧縮応力値 は条件を満足するものの照射間隔 P Lの条件が 外れる試験 N o . 7'および N o . 8に示す電磁鋼板は低鉄損値 （W, 7 / 50 ) 0.75W/kg以下が達成できていない。 このように、 本発明を用 いれば鉄損特性の優れた一方向性電磁鋼板を得ることができる。
表 2
Figure imgf000015_0001
産業上の利用可能性
本発明によれば、 一方向性電磁鋼板に導入する残留応力、 特に圧 縮残留応力を定量的に適正に制御することにより、 従来に比べて安 定して鉄損特性の優れた一方向性電磁鋼板を得ることができる。 本 発明の一方向性電磁鋼板を鉄心として用いることで、 高効率で小型 のトランスが製造可能となることから、 本発明の産業上の利用価値 は非常に高い。

Claims

1. 連続波レーザービームを照射して圧延方向と直角の向きの板 幅方向に均一に、 且つ圧延方向に周期的に、 圧延方向とほぼ直角な 線状の歪みがある一方向性電磁鋼板において、 一箇所の歪み導入部 近傍に生じた圧延方向の請圧縮残留応力の、 板幅方向に垂直な断面に おける、 二次元分布において、 圧延方向の圧縮残留応力を該断面の 圧縮残留応力が存在する領域内で積分した値が 0.20N以上 0.80N以 下であることを特徴とする一方向性電磁鋼板。
2. 前記板幅方向に均一な歪みの前記圧延方向に周期的な間隔が 囲
2 mm以上 8 mm以下であることを特徴とする請求項 1 に記載の一 方向性電磁鋼板。
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