WO2017163327A1 - 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ - Google Patents

無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ Download PDF

Info

Publication number
WO2017163327A1
WO2017163327A1 PCT/JP2016/059159 JP2016059159W WO2017163327A1 WO 2017163327 A1 WO2017163327 A1 WO 2017163327A1 JP 2016059159 W JP2016059159 W JP 2016059159W WO 2017163327 A1 WO2017163327 A1 WO 2017163327A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
rolling
magnetic flux
flux density
steel sheet
hot rolling
Prior art date
Application number
PCT/JP2016/059159
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
竜太郎 川又
Original Assignee
新日鐵住金株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 新日鐵住金株式会社 filed Critical 新日鐵住金株式会社
Priority to EP16895363.6A priority Critical patent/EP3435520A4/en
Priority to PCT/JP2016/059159 priority patent/WO2017163327A1/ja
Priority to JP2018506670A priority patent/JPWO2017163327A1/ja
Priority to CN201680083784.6A priority patent/CN108781003A/zh
Priority to BR112018068003A priority patent/BR112018068003A2/pt
Priority to US16/084,172 priority patent/US20200076250A1/en
Priority to KR1020187026979A priority patent/KR102097138B1/ko
Publication of WO2017163327A1 publication Critical patent/WO2017163327A1/ja

Links

Images

Classifications

    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K1/00—Details of the magnetic circuit
    • H02K1/06—Details of the magnetic circuit characterised by the shape, form or construction
    • H02K1/12—Stationary parts of the magnetic circuit
    • H02K1/14—Stator cores with salient poles
    • H02K1/145—Stator cores with salient poles having an annular coil, e.g. of the claw-pole type
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K1/00—Details of the magnetic circuit
    • H02K1/02—Details of the magnetic circuit characterised by the magnetic material
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B3/00—Rolling materials of special alloys so far as the composition of the alloy requires or permits special rolling methods or sequences ; Rolling of aluminium, copper, zinc or other non-ferrous metals
    • B21B3/02—Rolling special iron alloys, e.g. stainless steel
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D6/00—Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/005—Heat treatment of ferrous alloys containing Mn
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D6/00—Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/008—Heat treatment of ferrous alloys containing Si
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/005—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment of ferrous alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • C21D8/0221—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips characterised by the working steps
    • C21D8/0226—Hot rolling
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/12—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of articles with special electromagnetic properties
    • C21D8/1216—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of articles with special electromagnetic properties the working step(s) being of interest
    • C21D8/1222—Hot rolling
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/12—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of articles with special electromagnetic properties
    • C21D8/1216—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of articles with special electromagnetic properties the working step(s) being of interest
    • C21D8/1233—Cold rolling
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/46—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for sheet metals
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/001—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing N
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K15/00—Methods or apparatus specially adapted for manufacturing, assembling, maintaining or repairing of dynamo-electric machines
    • H02K15/02—Methods or apparatus specially adapted for manufacturing, assembling, maintaining or repairing of dynamo-electric machines of stator or rotor bodies
    • H02K15/022—Methods or apparatus specially adapted for manufacturing, assembling, maintaining or repairing of dynamo-electric machines of stator or rotor bodies with salient poles or claw-shaped poles
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K21/00—Synchronous motors having permanent magnets; Synchronous generators having permanent magnets
    • H02K21/12—Synchronous motors having permanent magnets; Synchronous generators having permanent magnets with stationary armatures and rotating magnets
    • H02K21/14—Synchronous motors having permanent magnets; Synchronous generators having permanent magnets with stationary armatures and rotating magnets with magnets rotating within the armatures
    • H02K21/145—Synchronous motors having permanent magnets; Synchronous generators having permanent magnets with stationary armatures and rotating magnets with magnets rotating within the armatures having an annular armature coil
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C2202/00—Physical properties
    • C22C2202/02—Magnetic
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02K—DYNAMO-ELECTRIC MACHINES
    • H02K2213/00—Specific aspects, not otherwise provided for and not covered by codes H02K2201/00 - H02K2211/00
    • H02K2213/03—Machines characterised by numerical values, ranges, mathematical expressions or similar information

Definitions

  • the present invention relates to a non-oriented electrical steel sheet used as an iron core material of a claw pole motor, a manufacturing method thereof, and a claw pole motor using the non-oriented electrical steel sheet.
  • the claw pole motor has been attracting attention since the positioning accuracy has improved with the development of sheet metal technology since the 1970s. In particular, it has been used as a stepping motor and an alternator for automobiles, but recently it has been increasingly applied to generators and alternators for generating regenerative power. Furthermore, the use expansion as a drive motor for EV / HEV is expected.
  • a non-oriented electrical steel sheet is punched into a disk shape having claws, and the claws are bent and the core back is formed by cylindrical drawing, but has been used for a long time.
  • a non-oriented electrical steel sheet is punched out as a strip-shaped blank having a plurality of claws (claw poles), and a sheet metal processed into a cylindrical shape is used. Since the claw pole motor can easily form a motor core by sheet metal processing, the claw pole motor is useful in a motor for applications in which cost reduction is important.
  • the core of the claw pole motor was obtained by laminating the steel plates obtained by punching due to the influence of deterioration of magnetic properties due to distortion caused by the sheet metal processing.
  • efficiency was inferior when a motor with the same output and torque was created as compared with a general motor.
  • development of non-oriented electrical steel sheets or hot-rolled steel sheets whose magnetic properties are less sensitive to stress in sheet metal processing than conventional non-oriented electrical steel sheets and hot-rolled steel sheets has been demanded.
  • Patent Document 1 discloses the use of a bi-directional electrical steel sheet as a split core.
  • the bi-directional electrical steel sheet requires cross rolling in the manufacturing process, the productivity is inferior and the cost is high, and it is difficult to meet the severe cost reduction required for the claw pole motor.
  • Patent Document 2 discloses a claw pole motor that uses a core formed by compressing magnetic powder.
  • magnetic powder since magnetic powder is used as a core, it requires a direct current magnetization characteristic that the magnetic flux density becomes 1.7 Tesla or higher when a high magnetic field of 10000 A / m is applied, and compared with a non-oriented electrical steel sheet.
  • the operating magnetic flux density decreases, and the motor torque decreases.
  • it is necessary to increase the number of turns of the copper wire and there is a problem that the motor itself becomes large and the cost of the copper wire increases due to an increase in the amount of copper wire used.
  • the core is a split core, it takes time to assemble the core, and the cost increases. Therefore, it is difficult to satisfy the low cost and downsizing requirements required for claw pole motors.
  • a claw pole type yoke unit for sensor having the same structure as two or more excitation claw pole type yoke units is arranged adjacent to the excitation claw pole type yoke unit so as to be aligned in the axial direction of the rotating shaft.
  • a stepping motor is disclosed.
  • this motor requires a claw pole type yoke unit for rotation sensor in addition to the claw pole type yoke unit for excitation, and it is necessary to wind a copper wire in the unit. As a result, the motor becomes large, the weight increases, and the manufacturing cost increases.
  • Patent Document 4 a positioning protrusion is provided on a coil bobbin to be fitted to a positioning hole of the stator core so that the stator core and the coil bobbin are not easily displaced when the stator core having a claw pole structure and the coil bobbin are assembled.
  • a stepping motor is disclosed, this is a technique related to a general method of assembling a claw pole motor, and does not realize improvement in motor characteristics, high efficiency, and miniaturization.
  • Patent Document 5 discloses a single-phase claw pole type motor in which the side surface of the claw pole is parallel to the axial direction and can improve productivity. However, high efficiency and high torque of the claw pole motor are disclosed. It is not intended to reduce the size. Further, the stator having a claw pole is integrally punched, and there is a problem that the texture of the non-oriented electrical steel sheet cannot be utilized.
  • Patent Document 6 has a structure in which the core is divided into three parts, a core having a claw pole facing downward in the axial direction, a core having a claw pole facing upward in the axial direction, and a core splitting the winding vertically into two
  • a claw pole type motor having a structure in which a core having a claw pole sandwiches a core for dividing a winding from above and below is disclosed.
  • the purpose of this motor is to ensure the cross-sectional area of the magnetic path flowing from the teeth to the claw pole, and on the premise that solid magnetic material, sintered material, or dusting material is used to increase the cross-sectional area. Therefore, it is not assumed that non-oriented electrical steel sheets are used. Further, the cross-sectional area of the core is increased in order to ensure the magnetic flux of the core, and when a non-oriented electrical steel sheet is used, there is a problem that the eddy current increases and the efficiency of the claw pole motor is significantly reduced.
  • Patent Document 7 as a method for producing a cold-rolled non-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic properties in two directions intersecting at an angle of 45 ° with respect to the rolling direction, the slab reheating temperature is 1150 ° C. or lower and 700 ° C. or higher.
  • a finishing hot rolling method in which the hot rolling start temperature is 650 ° C. or higher and 850 ° C. or lower and the hot rolling finishing temperature is 550 ° C. or higher and 800 ° C. or lower is disclosed.
  • the finishing hot rolling start temperature and the hot rolling finishing temperature disclosed in Patent Document 7 are realized, the rolling reaction force applied to the hot rolling roll of the finishing hot rolling machine is increased, the wear is accelerated, and the life is shortened.
  • Patent Document 8 as a method for producing a hot rolled non-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic properties in two directions intersecting at an angle of 45 ° with respect to the rolling direction, a thin slab having a thickness of 20 mm to 100 mm is used as a finishing heat.
  • a finishing hot rolling method is disclosed in which the rolling start temperature is 650 ° C. or higher and 850 ° C. or lower, and the hot rolling finishing temperature is 550 ° C. or higher and 800 ° C. or lower.
  • the finishing hot rolling start temperature and the hot rolling finishing temperature disclosed in Patent Document 8 are realized, the rolling reaction force applied to the hot rolling roll of the finishing hot rolling machine is increased, the wear is accelerated, and the life is shortened. At the same time, there is a problem that the life of the roller bearing is shortened due to an increased rolling reaction force.
  • the general motor refers to an integral punching type induction motor, an induction motor using a split core as a stator, an integral punching type synchronous motor, a synchronous motor using a split core as a stator, and the like.
  • the inventors of the present application use the non-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic characteristics in the direction of 45 ° with respect to the rolling direction as the material of the stator core of the claw pole motor. It has been found that the maximum efficiency is higher than that in the case of producing a general motor using a steel plate with a core back and teeth and windings around the teeth. In other words, even if the non-oriented electrical steel sheet having the above characteristics is used for a motor other than the claw pole motor, the effect of improving the efficiency as applied to the claw pole motor is not exhibited.
  • Patent Documents 7 and 8 mentioned above as a method for producing a non-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic properties in a direction of 45 ° with respect to the rolling direction, a technique of performing hot rolling at a low temperature
  • Patent Documents 7 and 8 as a method for producing a non-oriented electrical steel sheet having excellent magnetic properties in a direction of 45 ° with respect to the rolling direction, a technique of performing hot rolling at a low temperature
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and can be used as a material for a stator core of a low-cost, high-efficiency, small-sized claw-pole motor while solving the problems on the facilities of the prior art. It aims at providing the claw pole motor made from the non-oriented electrical steel sheet, its manufacturing method, and the non-oriented electrical steel sheet.
  • the inventors of the present application use the same non-oriented electrical steel sheet. It has been found that the maximum efficiency is higher than that in the case of using a general motor with a core back and teeth and windings around the teeth.
  • a conventional manufacturing method refers to the manufacturing method of the non-oriented electrical steel sheet by the low temperature finishing hot rolling disclosed by patent documents 7 and 8.
  • the inventors of the present invention have a wider magnetic flux density range around the normal to the plate surface than the conventional manufacturing method, with a high magnetic flux density centered in the direction of 45 ° with respect to the rolling direction. It was also found that a non-oriented electrical steel sheet having extremely excellent magnetic properties of being distributed by angle and having a high absolute value can be obtained.
  • the sheet bar conveyed from the rough rolling mill to the finishing hot rolling machine is rolled at a temperature much higher than that of cold rolling while receiving heat removal by the hot rolling roll of the finishing hot rolling mill.
  • the processing heat generation itself is suppressed.
  • a non-oriented electrical steel sheet having a texture or crystal structure different from the non-oriented electrical steel sheet produced by the conventional manufacturing method may be obtained.
  • the inventors of the present application have also found that the effect of excellent magnetic properties in the 45 ° direction obtained by the production method according to the present invention is impaired at the rolling speed of the conventional production method.
  • the technical reason is not clear, but by increasing the rolling speed, the strain rate increases, so recrystallization proceeds more than necessary during finish rolling, and it is impossible to form a texture or crystal structure with excellent magnetic properties. The reason is presumed.
  • a non-oriented electrical steel sheet according to an aspect of the present invention is a non-oriented electrical steel sheet for a stator core of a claw pole motor, wherein a magnetic flux density in a direction forming 45 ° with respect to a rolling direction is It is a strip-shaped steel plate that is larger than the magnetic flux density in the direction and the magnetic flux density in the plate width direction, which is the direction forming 90 ° with respect to the rolling direction.
  • the direction inclined at an angle of 45 ° counterclockwise of the plate surface normal to the rolling direction is inclined at an angle of 135 ° in the first direction.
  • the direction is a second direction
  • the direction inclined at an angle of 45 ° clockwise of the plate surface normal to the rolling direction is the third direction
  • the direction inclined at an angle of 135 ° is the fourth direction
  • the magnetizing force is 5000 A.
  • the average value of the magnetic flux density in the first direction, the magnetic flux density in the second direction, the magnetic flux density in the third direction, and the magnetic flux density in the fourth direction at / m is expressed as B50 (45 ⁇ ave.), and when the average value of the magnetic flux density in the rolling direction and the magnetic flux density in the sheet width direction at a magnetizing force of 5000 A / m is B50 (L + C) in the unit T, the following equation (1) is established. May be. B50 (L + C) +0.020 ⁇ B50 (45-ave.) (1)
  • the first direction out of directions in which an angle with respect to the rolling direction is included in a range of 0 ° to 90 ° counterclockwise of the plate surface normal line.
  • the magnetic flux density in the second direction is the highest
  • the magnetic flux density in the third direction is the highest
  • the angle with respect to the rolling direction is the plate surface normal.
  • the magnetic flux density in the fourth direction may be the highest.
  • the magnetic flux density in the first direction is B45max
  • the magnetic flux density in the direction in which the angle with respect to the first direction is within a range of ⁇ 10 ° around the normal to the plate surface is 0.99 ⁇ B45max or more.
  • the same condition may be satisfied for each of the second direction, the third direction, and the fourth direction.
  • the finish hot rolling start temperature is 800 ° C. or higher and 1150 ° C. or lower, with respect to the sheet bar obtained by rough rolling the slab.
  • the manufacturing method of the non-oriented electrical steel sheet according to another aspect of the present invention is such that the finish hot rolling start temperature is 800 ° C. or higher and 1150 ° C. or lower, with respect to the sheet bar obtained by rough rolling the slab.
  • a claw pole motor according to an aspect of the present invention is a claw pole motor using the non-oriented electrical steel sheet according to any one of (1) to (3) as a stator core,
  • the stator core is formed by a strip-shaped blank that is punched so that the direction thereof forms an angle of 45 ° with respect to the rolling direction of the non-oriented electrical steel sheet.
  • the non-directional electromagnetic suitable for manufacturing a low-cost, excellent magnetic property, high-efficiency, small-sized claw pole motor while solving the problems on the facilities of the prior art A claw pole motor made from the steel sheet, its manufacturing method, and its non-oriented electrical steel sheet can be obtained.
  • FIG. 1 is a plan view of a non-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention. It is a top view which shows the punching example of the strip
  • FIG. 6B is a completed view of the stator manufactured by the process shown in FIGS. 6A and 6B. It is a perspective view which shows the processing state following FIG. 6C. It is an external appearance perspective view of the completed claw pole motor. It is an external perspective view of a claw pole motor equipped with an outer plate. It is a graph which makes a horizontal axis the angle with respect to a rolling direction, and makes ratio of the magnetic flux density of each angle direction with respect to the magnetic flux density (maximum magnetic flux density) of a 45 degree direction a vertical axis
  • shaft is a graph which makes a horizontal axis the angle with respect to a rolling direction, and makes ratio of the magnetic flux density of each angle direction with respect to the magnetic flux density (maximum magnetic flux density) of a 45 degree direction a vertical axis
  • shaft is a graph which makes a horizontal axis the angle with respect to a rolling direction, and makes ratio of the magnetic flux density of each angle direction with respect to the magnetic flux density (maximum magnetic flux density
  • FIG. 1 is a plan view of a non-oriented electrical steel sheet 1 according to an embodiment of the present invention.
  • the magnetic flux density in the direction forming 45 ° with respect to the rolling direction L in the plate surface is the magnetic flux density in the rolling direction L and rolling.
  • the first direction D1 is a direction inclined at an angle of 45 ° counterclockwise of the plate surface normal P (axis perpendicular to the plate surface) with respect to the rolling direction L.
  • the direction inclined at an angle of 135 ° is defined as a second direction D2.
  • a direction inclined at an angle of 45 ° clockwise with respect to the rolling direction L with respect to the plate surface normal P is a third direction D3, and a direction inclined at an angle of 135 ° is a fourth direction D4.
  • the counterclockwise rotation of the plate surface normal P may be a positive direction and the clockwise rotation of the plate surface normal P may be a negative direction, and the angle may be given a positive or negative sign (see FIG. 1).
  • Said 1st direction D1, 2nd direction D2, 3rd direction D3, and 4th direction D4 are directions which respectively make 45 degrees with respect to rolling direction L in a plate
  • the magnetic flux densities in the first direction D1, the second direction D2, the third direction D3, and the fourth direction D4 are the magnetic flux density in the rolling direction L and the sheet width direction C, respectively. It is larger than the magnetic flux density.
  • the average value of the magnetic flux density in the first direction D1, the magnetic flux density in the second direction D2, the magnetic flux density in the third direction D3, and the magnetic flux density in the fourth direction D4 at a magnetizing force of 5000 A / m is expressed by the unit T (Tesla). ) To B50 (45-ave.). Further, the average value of the magnetic flux density in the rolling direction L and the magnetic flux density in the sheet width direction C at a magnetizing force of 5000 A / m is defined as B50 (L + C) in the unit T (tesla). In this case, in the non-oriented electrical steel sheet 1 according to the present embodiment, the following expression (1) is preferably satisfied. B50 (L + C) +0.020 ⁇ B50 (45-ave.) (1)
  • the Epstein measurement value is used as the measurement value of the magnetic flux density. Further, when measuring the magnetic flux density in each direction at a magnetizing force of 5000 A / m with an SST (magnetic tester), samples cut in each direction are used and the average value of the same number is taken.
  • the magnetic flux density in the first direction D1 is preferably the highest.
  • the magnetic flux density in the first direction D1 is B45max
  • the magnetic flux density in the direction in which the angle with respect to the first direction D1 is within a range of ⁇ 10 ° around the plate surface normal P is 0.99 ⁇ B45max or more.
  • the magnetic flux density in the first direction D1 that maximizes the magnetic flux density is higher than the magnetic flux density in the first direction D1 protruding and high. It is preferable that the distribution of the magnetic flux density has a certain width with respect to an angle range centered on + 45 ° (see FIG. 10 described later). More preferably, the magnetic flux density in a direction in which the angle with respect to the first direction D1 is within a range of ⁇ 15 ° around the plate normal P is 0.99 ⁇ B45max or more.
  • the direction in which the angle with respect to the rolling direction L is included in the range of 90 ° to 180 ° counterclockwise of the plate surface normal P (that is, this direction also includes the rolling direction L and the plate width direction C).
  • the magnetic flux density in the second direction D2 is preferably the highest.
  • the second direction D2 also preferably satisfies the same condition as the first direction D1. That is, when the magnetic flux density in the second direction D2 is B135max, the magnetic flux density in the direction in which the angle with respect to the second direction D2 is within a range of ⁇ 10 ° around the plate surface normal P is 0.99 ⁇ B135max or more. It is preferable to satisfy the condition of being. More preferably, the magnetic flux density in a direction in which the angle with respect to the second direction D2 is within a range of ⁇ 15 ° around the plate normal P is 0.99 ⁇ B135max or more.
  • the magnetic flux density in the third direction D3 is preferably the highest. It is preferable that the third direction D3 also satisfies the same condition as the first direction D1. That is, when the magnetic flux density in the third direction D3 is B45max ′, the magnetic flux density in the direction in which the angle with respect to the third direction D3 is within the range of ⁇ 10 ° around the plate normal P is 0.99 ⁇ B45max ′. It is preferable to satisfy the above condition. More preferably, the magnetic flux density in a direction in which the angle with respect to the third direction D3 is within a range of ⁇ 15 ° around the plate normal P is 0.99 ⁇ B45max ′ or more.
  • the magnetic flux density in the fourth direction D4 is the highest.
  • the fourth direction D4 also preferably satisfies the same condition as the first direction D1. That is, when the magnetic flux density in the fourth direction D4 is B135max ′, the magnetic flux density in the direction in which the angle with respect to the fourth direction D4 is within a range of ⁇ 10 ° around the plate surface normal P is 0.99 ⁇ B135max ′. It is preferable to satisfy the above condition. More preferably, the magnetic flux density in a direction in which the angle with respect to the fourth direction D4 is within a range of ⁇ 15 ° around the plate normal P is 0.99 ⁇ B135max ′ or more.
  • the magnetic flux density in the direction (first direction D1, second direction D2, third direction D3, and fourth direction D4) forming 45 ° with respect to the rolling direction L is larger than the magnetic flux density in the rolling direction L and the sheet width direction C.
  • the non-oriented electrical steel sheet 1 having the characteristics described above is manufactured by controlling hot rolling and cold rolling as described later. In the manufacturing process of the non-oriented electrical steel sheet 1, it is important to control the hot rolling conditions, and the control of the annealing process is not particularly limited. By using such a non-oriented electrical steel sheet 1 as a stator core of a claw pole motor, the characteristics of this non-oriented electrical steel sheet 1 are utilized to the maximum, and the efficiency of the claw pole motor can be greatly improved.
  • the non-oriented electrical steel sheet 1 having the above characteristics can greatly improve the efficiency of the claw pole motor, and the conventional bidirectional magnetic steel sheet having excellent magnetic properties in the rolling direction and the plate width direction, or the magnetic properties in the entire circumferential direction.
  • the reason why such an effect does not occur in the case of excellent non-oriented electrical steel sheets and hot-rolled steel sheets is presumed as follows.
  • the non-oriented electrical steel sheet 1 having the above-described characteristics reduces the amount of residual strain introduced into the steel sheet during sheet metal processing for some reason whether the texture is improved or the crystal structure is improved. This is probably because the flow of magnetic flux in the core of the pole motor has been greatly improved. According to the study by the present inventors, it is clear that this effect is remarkable in a claw pole motor using a claw pole motor core having a core bending radius R of 10 mm or less or bent at a substantially right angle. ing.
  • the hot rolling finishing temperature is 750 ° C. with respect to the sheet bar obtained by roughly rolling the slab in the hot rolling process. It is manufactured by performing hot rolling so as to be less than that, and then cold rolling the hot-rolled steel sheet obtained from the hot rolling process with a reduction ratio exceeding 87% in the cold rolling process.
  • the finish hot rolling start temperature in the hot rolling step is 800 ° C or higher and 1150 ° C or lower, more preferably 900 ° C or higher and 1050 ° C or lower. preferable.
  • the hot rolling finishing temperature it is preferably 500 ° C.
  • the rolling speed in the hot rolling process is 300 m / min or less, more preferably 200 m / min or less, at the final stand exit side speed of the finishing hot rolling machine. From the viewpoint of productivity, it is preferably 20 m / min or more.
  • the hot rolling finishing temperature is higher than the sheet bar obtained by rough rolling the slab.
  • Hot rolling is performed under conditions of 800 ° C. or lower and 650 ° C. or higher and a finish hot rolling reduction rate of 94% or higher, and recrystallization of the hot rolled steel sheet is suppressed at low temperature finishing.
  • the finish hot rolling reduction it is preferably 98.5% or less from the viewpoint of productivity. Thereby, a texture having excellent magnetic properties in the 45 ° direction with respect to the rolling direction is formed.
  • the finish hot rolling start temperature is preferably 800 ° C. or higher and 1150 ° C. or lower, more preferably 900 ° C. or higher and 1050 ° C. or lower. If the hot rolling finishing temperature is too low, the magnetic properties are reduced by residual stress, so the lower limit is preferably 650 ° C. If the hot rolling finishing temperature is too high, recrystallization occurs in the hot rolled steel sheet after passing through the final stand of the finishing hot rolling machine, and a desired texture cannot be obtained. Therefore, the upper limit is set to 800 ° C.
  • the rolling speed is preferably 300 m / min or less, more preferably 200 m / min or less at the final stand exit side speed of the finishing hot rolling apparatus. From the viewpoint of productivity, it is preferably 20 m / min or more.
  • Lubricating hot rolling may be performed in which 0.5 to 20% of the oil and fat emulsion is mixed in the cooling water of the hot rolling roll.
  • the manufacturing method of the non-oriented electrical steel sheet 1 after slab heating, rough rolling to the sheet bar is performed, finish hot rolling is performed at a low speed, and finishing is performed at a low temperature.
  • finish hot rolling is performed at a low temperature is difficult with the current rough rolling mill because the material thickness of the material to be rolled is large, so that rough hot rolling is performed at a temperature range of 800 ° C. to 1250 ° C., which is a conventional temperature range of known technology.
  • rough rolling is performed in a temperature range of 850 ° C. or higher and 1050 ° C. or lower.
  • finishing hot rolling in order to lower the hot rolling finishing temperature, the finishing hot rolling start temperature is lowered, or the finishing hot rolling start temperature is controlled to various levels during finishing hot rolling by the same level as the conventional known technology. There are two ways of cooling.
  • the finish hot rolling start temperature when the finish hot rolling start temperature is lowered, it is necessary to uniformly lower the sheet bar after the rough rolling to a predetermined temperature, and as a method thereof, a thin slab is used, and after the rough rolling, the tunnel is tunneled.
  • the method of winding up in a furnace or a coil box furnace and maintaining soaking is mentioned.
  • this cooling is usually performed at 200 ° C. or higher, it is necessary to cool the thick sheet bar in a short time.
  • the sheet bar in order to start the finish hot rolling at a low temperature, the sheet bar is cooled by brackish water, or contact heat transfer cooling by a dedicated cooling roll, or a combination of these is predetermined. Finishing hot rolling may be started by cooling to a temperature of.
  • the magnetic flux density in the direction included in the range of ⁇ 10 ° ( ⁇ 15 ° in the case of better magnetic properties) around the plate surface normal P around each center is 0.99 of the maximum magnetic flux density in each central angle direction. It becomes possible to obtain the non-oriented electrical steel sheet 1 having a magnetic property that is double or more and excellent in magnetic properties.
  • the rolling speed is 300 m / min or less, more preferably 200 m / min or less at the final stand exit side of the finishing hot rolling machine, and productivity is preferably reduced. From the viewpoint, 20 m / min or more is preferable. For this reason, it is desirable to make the temperature distribution in the plate width direction C uniform by controlling the cooling between the stands in the finishing hot rolling machine as necessary. In addition, since the finish rolling speed is low, it is desirable to perform controlled hot rolling that maintains a uniform temperature distribution in the coil longitudinal direction from the front end portion to the rear end portion of the finish hot rolled coil.
  • a bar heater is installed between the rear surface of the rough rolling mill, the front surface of the finishing hot rolling mill, or the stand of the finishing hot rolling mill, and temperature compensation in the coil width direction and the longitudinal direction is performed as necessary.
  • finishing hot rolling cooling in order to compensate for the temperature of the hot-rolled plate edge, where the temperature is likely to decrease during low-speed hot rolling, different cooling methods are realized in the plate width direction by different cooling methods in the plate width direction.
  • the finish hot rolling roll is appropriately cooled and cooled by contact with the roll as necessary. Since it is difficult to provide a temperature deviation in the roll width direction from the viewpoint of the lifetime, it is preferable to perform cooling compensation in the plate width direction between the stands and to perform cooling control by heat removal from the roll in the longitudinal direction of the steel plate.
  • the component of the non-oriented electrical steel sheet 1 which concerns on this embodiment, if it is a normal non-oriented electrical steel sheet, there will be no restriction
  • examples of components preferable from the viewpoint of securing general magnetic properties of the non-oriented electrical steel sheet 1 will be described below.
  • the component system of the non-oriented electrical steel sheet having the texture intended by the present invention is not limited by these components.
  • the component of the non-oriented electrical steel sheet 1 according to the present embodiment is mass%, 0.1 ⁇ Si ⁇ 6.5 0.1 ⁇ Mn ⁇ 1.5 Al addition is not essential, but when adding 0.1 ⁇ Al ⁇ 2.5, C ⁇ 0.003 N ⁇ 0.003 S ⁇ 0.003 A component consisting of the remaining Fe and inevitable impurities is used.
  • Si, Mn, and Al are less than 0.1%, the electrical resistivity is not increased sufficiently when added to the non-oriented electrical steel sheet 1, and the desired low iron loss cannot be obtained. % Or more is preferably added. If the Si addition amount exceeds 6.5%, the hot and cold rollability deteriorates, and therefore it is preferably 6.5% or less. When the amount of Mn added exceeds 1.5%, the effect of improving the texture due to the addition effect becomes saturated and uneconomical, so it is preferably 1.5% or less.
  • the addition of Al is not essential, and when the Al addition amount exceeds 2.5%, the hysteresis loss increases and the effect of improving the iron loss in the non-oriented electrical steel sheet 1 with high electrical resistivity is saturated. It is preferable to control the addition amount below.
  • the C content exceeds 0.003%, there is a problem that the value of iron loss increases due to magnetic aging during use of the non-oriented electrical steel sheet 1, so the C content is 0.003% or less. Is preferred.
  • the N content exceeds 0.003%, fine various nitrides are formed in the steel, which hinders the grain growth of the non-oriented electrical steel sheet 1 and prevents the domain wall from moving, both of which increase iron loss. Therefore, the N content is preferably 0.003% or less.
  • the S content exceeds 0.003%, the sulfide is dissolved during slab heating and finely precipitated during finish hot rolling, which may hinder crystal grain growth of the non-oriented electrical steel sheet 1 or a domain wall. Therefore, it is preferable that the S content is 0.003% or less.
  • FIG. 2 is a plan view showing an example of punching from a steel plate of a strip blank forming a stator core of a claw pole motor.
  • the steel plate 1 is a non-oriented electrical steel plate in which the magnetic flux density in the direction forming 45 ° with respect to the rolling direction L is larger than the magnetic flux density in the rolling direction L and the magnetic flux density in the plate width direction C.
  • the strip blank 2 is punched at an angle of 45 ° with respect to the rolling direction L of the steel plate 1.
  • the strip blank 2 has claw poles 12 having a plurality of, for example, 12 poles or 24 poles, respectively, on both sides in the width direction of the strip-shaped core back portion 11 in a direction perpendicular to the longitudinal direction of the core back portion 11.
  • the strip blank 2 is formed as a core back portion. It will have excellent magnetic properties in both the 11 longitudinal direction and the claw pole 12 direction.
  • the strip blank 2 is integrally processed to form a stator core of a claw pole motor.
  • FIG. 3 to 9 show a procedure for manufacturing a claw pole motor from the strip blank 2 punched out as shown in FIG. The outline of the claw pole motor manufacturing procedure will be described below.
  • the strip blank 2 punched at an angle of 45 ° from the steel plate 1 has excellent magnetic properties in the direction indicated by the arrow in FIG. 3, that is, the longitudinal direction of the core back portion 11 and the claw pole 12 direction. Yes.
  • This strip-shaped blank 2 is formed into a cylindrical shape by sheet metal processing as shown in FIG. 4, and further, as shown in FIG. 5, the claw pole 12 shown on the upper side in FIG. Fold and insert the coil 21 from below.
  • the coil 21 is inserted into a space formed between the core back portion 11 and the claw pole 12 by bending the claw pole 12 from the core back portion 11 at a substantially right angle as shown in FIG. 6C, the claw pole 12 on the opposite side (the lower side in FIGS.
  • each work may be performed with each member upside down.
  • stator 31 of the claw pole motor is completed.
  • the permanent magnet type rotor 22 is inserted into the stator 31 to complete the outer stator type claw pole motor 32 shown in FIG. To do.
  • the outer plate 23 is attached and used as the claw pole motor 32.
  • the direction of the core back portion 11 of the stator 31 is a certain direction of the steel plate 1 as a material
  • Both the core back part 11 and the claw pole 12 utilize a direction that forms an angle of 45 ° with respect to the rolling direction L, which is a direction excellent in the magnetic properties of the steel sheet 1.
  • the efficiency of the claw pole motor is significantly improved by using the one formed from the strip blank 2 as a stator core of the claw pole motor.
  • the non-oriented electrical steel sheet 1 according to the present embodiment can be manufactured by a simpler method than the bi-directional electrical steel sheet, the cost can be significantly reduced as compared with the case of using the bi-directional electrical steel sheet.
  • the core can be punched by integral punching, the core manufacturing cost can be reduced.
  • a high magnetic flux density can be obtained with a low magnetic field, the amount of copper wire required as an excitation winding can be reduced, and the core does not need to be divided, so that the manufacturing cost can also be reduced. That is, the claw pole motor can be reduced in size, increased in torque, and improved in efficiency at low cost.
  • Example 1 Steels 1 to 3 having the components shown in Table 1 were melted to form a slab having a thickness of 200 mm by continuous casting, and this was heated to 1100 ° C. to obtain a sheet bar having a thickness of 40 mm by rough rolling.
  • finishing hot rolling start temperature F0T was variously set as shown in Table 2, and finish rolling was performed to obtain a 2.0 mm hot rolled steel sheet.
  • the bar was cooled by brackish water cooling and a dedicated cooling roll, and a bar heater was used to compensate the temperature.
  • the rolling speed on the final stand exit side of the finishing hot rolling machine was set to 100 m / min or more and 250 m / min to control the hot rolling finishing temperature.
  • a bar heater installed between the stands was used in combination with cooling between the stands so that the hot rolling finishing temperature was uniform. Furthermore, this was pickled, and after performing cold rolling with various cold rolling rates set, finish annealing was performed.
  • the finish annealing conditions were as follows: Steel 1 was 750 ° C. and 30 seconds, Steel 2 was 950 ° C. and 20 seconds, and Steel 3 was 1050 ° C. and 20 seconds. Thereafter, B50 (45-ave.) And B50 (L + C) of each steel plate were measured.
  • FOT and a cold rolling rate the numerical value outside the range of this invention when manufacturing a non-oriented electrical steel sheet by cold rolling was underlined.
  • Example 2 Steels having the components shown in Table 3 were melted to form a slab having a thickness of 200 mm by continuous casting, and this was heated to 1100 ° C. to obtain a sheet bar having a thickness of 20 mm by rough rolling.
  • the sheet bar was subjected to finish rolling with various hot rolling finishing temperatures FT and rolling reductions as shown in Table 4.
  • the finishing hot rolling start temperature was set to 950 ° C.
  • the rolling speed on the final stand exit side of the finishing hot rolling machine was set to 150 m / min to 300 m / min in order to adjust the hot rolling finishing temperature.
  • the temperature was controlled by a bar heater installed before the finished hot rolled machine and between the finished hot rolled machines.
  • controlled cooling in the plate width direction and the longitudinal direction was performed between the finishing hot rolling stands.
  • the rolling roll temperature was controlled by controlling the heat removal by the roll by controlling the cooling of the rolling roll.
  • B50 (L + C) and B50 (45-ave.) Were measured.
  • the numerical value outside the range of this invention when manufacturing a non-oriented electrical steel sheet by hot rolling was underlined.
  • Example 3 Steels having the components shown in Table 5 were melted to form a slab having a thickness of 200 mm by continuous casting, and this was heated to 1100 ° C. to obtain a sheet bar having a thickness of 20 mm by rough rolling.
  • the sheet bar was subjected to finish rolling at a constant hot rolling rate of 96% and a hot rolling finishing temperature of 3 levels as shown in Table 6.
  • the finishing hot rolling start temperature was 900 ° C.
  • the rolling speed on the final stand exit side of the finishing hot rolling machine was 100 m / min to 200 m / min to adjust the hot rolling finishing temperature.
  • the finishing hot rolling start temperature was set to 950 ° C.
  • the rolling speed on the exit side of the final stand of the finishing hot rolling machine was set to 150 m / min to 300 m / min in order to adjust the hot rolling finishing temperature.
  • the temperature was controlled by a bar heater and an edge heater installed between the finished hot rolled machines.
  • controlled cooling in the plate width direction and the longitudinal direction was performed between the finishing hot rolling stands.
  • the rolling roll temperature was controlled by controlling the heat removal by the roll by controlling the cooling of the rolling roll.
  • a claw pole motor was prepared using the obtained hot-rolled steel sheet. The radius R of sheet metal bending when creating the claw pole motor was 7 mm.
  • Example 4 Steels having the components shown in Table 7 were melted to form a slab having a thickness of 200 mm by continuous casting, and this was heated to 1100 ° C. to obtain a sheet bar having a thickness of 20 mm by rough rolling.
  • the hot rolling rate is constant at 95%, and as an example of the present invention, the hot rolling finish temperature is set to 730 ° C., and the hot rolling steel plate is excellent in magnetic properties in the 45 ° direction from the rolling direction.
  • X and a comparative example two types of hot-rolled steel sheets were obtained: a general non-oriented hot-rolled steel sheet Y having a hot rolling finishing temperature of 860 ° C. and not having excellent magnetic properties in the 45 ° direction from the rolling direction.
  • the finish hot rolling start temperature was 920 ° C.
  • the final stand passage speed was 110 m / min.
  • controlled cooling between stands and edge heaters and bar heaters installed between the stands were used.
  • the finishing hot rolling start temperature was set to 920 ° C.
  • the passing speed of the final stand was set to 400 m / min
  • the hot rolling finishing temperature was set to 730 ° C.
  • a comparative material was simultaneously produced by finish hot rolling. This is referred to as Steel 10-Z.
  • Other hot rolling conditions other than the hot rolling finishing temperature were the same as those of Steel 10-X by cooling control. However, in Steel 10-Z, the controlled cooling during finish hot rolling was strengthened, and a hot rolling finish temperature equivalent to Steel 10-X was obtained.
  • FIG. 10 shows the result of calculating the relative ratio value of the magnetic flux density B50 of the sample at each angle with these values being 1.000.
  • the magnetic flux density of the present invention showed a higher value.
  • the average value in four directions forming ⁇ 45 ° and ⁇ 135 ° with respect to the rolling direction is displayed as 45 ° on the horizontal axis.
  • the average value of the samples having an angle in two directions inclined by ⁇ other than ⁇ 45 ° with respect to the rolling direction is displayed on the horizontal axis as ⁇ .
  • the horizontal axis represents the rolling direction as 0 ° and the plate width direction as 90 °.
  • B45max (steel 10-Z) of the comparative example is less than 0.99 times in the angle range of 40 ° to 50 ° on the horizontal axis that is ⁇ 5 ° centered on 45 °, and ⁇ 10 In the angle range of 35 ° to 55 ° on the horizontal axis, which is °, it is less than 0.98 times, and the magnetic flux density B50 decreases in a direction deviating from the direction of 45 ° indicating the maximum value of the magnetic flux density. It is remarkable.
  • the steel 10-X of the present invention has a low B50 value in all measurement directions.
  • the magnetic flux density B45max (steel 10-X) of the present invention was 1.841T. Accordingly, the inventors of the present invention confirmed that the value of the magnetic flux density B50 is higher in all measurement directions than that of the steel 10-Y of the comparative example in the steel 10-X of the present invention based on FIG. did.
  • the present invention can be applied as a stator core for a small motor, a stepping motor, an alternator, a generator, and a drive motor for an electric vehicle or a hybrid car. Moreover, it can apply as a non-oriented electrical steel sheet for iron core use.
  • Non-oriented electrical steel sheet 2 Strip-shaped blank 11 Core back part 12 Claw pole 21 Coil 31 Stator 32 Claw pole motor L Rolling direction C Sheet width direction D1 1st direction (direction which makes 45 degrees with respect to a rolling direction) D2 second direction (direction forming 45 ° with respect to the rolling direction) D3 3rd direction (direction which forms 45 degrees with respect to rolling direction) D4 4th direction (direction forming 45 ° with respect to rolling direction)

Abstract

クローポールモータのステータコア用の無方向性電磁鋼板であって、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁束密度が、前記圧延方向の磁束密度及び前記圧延方向に対して９０°を成す方向である板幅方向の磁束密度よりも大きい帯状の鋼板である。

Description

無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ
本発明は、クローポールモータの鉄心材料として使用される無方向性電磁鋼板およびその製造方法と、その無方向性電磁鋼板を用いたクローポールモータに関するものである。
クローポールモータは、１９７０年代から板金技術の発達により位置決め精度が向上したことから注目されるようになった。特にステッピングモータや、自動車のオルタネータとして用いられてきたが、最近は回生電力発生用のジェネレータ兼オルタネータなどへの適用拡大が進んでいる。さらに、ＥＶ・ＨＥＶ用の駆動用モータとしての用途拡大が期待されている。
クローポールモータのステータコアとしては、無方向性電磁鋼板を、爪を有する円板状に打ち抜き、爪を折り曲げるとともにコアバックを円筒絞り成形により形成するものが古くから使用されてきたが、近年は、無方向性電磁鋼板を、複数の爪（クローポール）を有する帯状ブランクとして打ち抜き、これを円筒状に板金加工したものが用いられている。クローポールモータは、板金加工により容易にモータコアを作成できることから、コストの削減を重視する用途のモータにおいて重宝されている。
ところが、一般の無方向性電磁鋼板を使用して帯状のブランクを打ち抜き、そのブランクをステータコアに加工すると、ステータコアのクローポールとコアバックにおいて磁束の流れがスムースでないという問題が生じていた。つまり、このようなステータコアは、帯状に一体打抜きされた部材を円筒状に加工して使用されるため、素材の磁気特性が面内に無方向性であることには意味がなく、９０°をなすクローポールとコアバックのそれぞれの向きとなる二方向についてのみ磁気特性が良好であることが重要である。しかしながら、圧延方向に対して０°と９０°方向の磁気特性が優れた二方向性電磁鋼板は、現状では実施困難なプロセスを必要としており、工業的に実用化されていない。
また、打抜き後の帯状ブランクをコアに板金加工するため、板金加工により生じた歪による磁気特性の劣化の影響で、クローポールモータのコアは、打抜きにより得られた鋼板を積層して得られた一般のモータよりも、同等出力・トルクのものを作成した場合に、効率が劣るという課題があった。この課題を解決するため、従来の無方向性電磁鋼板や熱延鋼板よりも、磁気特性が板金加工において応力感受性の鈍感な無方向性電磁鋼板もしくは熱延鋼板の開発が求められていた。
特許文献１には、二方向性電磁鋼板を分割コアとして使用することが開示されている。ところが、二方向性電磁鋼板は、製造過程においてクロス圧延を必要とするため、生産性に劣り高コストとなり、クローポールモータに要求される厳しいコスト低減に応じることは困難であるという問題がある。
特許文献２には、磁性粉を圧縮して形成されたコアを使用するクローポールモータが開示されている。ところが、この場合、磁性粉をコアとして使用するため、１００００Ａ／ｍもの高磁界を印加した場合に磁束密度が１．７テスラ以上となる直流磁化特性を必要とし、無方向性電磁鋼板と比較して動作磁束密度が低くなり、モータのトルクが低下する。そして、トルク向上のためには銅線の巻数を増やす必要があり、モータ自体が大きくなるうえ、使用する銅線の量が増加することで銅線のコストが増加するという問題がある。しかも、分割コアであるため、コアの組み立て作業に手間がかかり、コストが上昇する。そのため、クローポールモータに要求される低コストおよび小型化の要求を満たすことが困難である。
特許文献３には、２以上の励磁用クローポール形ヨークユニットと同じ構造のセンサ用クローポール形ヨークユニットを、励磁用クローポール形ヨークユニットに隣接して回転軸の軸線方向に並ぶように配置したステッピングモータが開示されている。ところが、このモータは、励磁用クローポール形ヨークユニットに加え回転センサ用クローポール形ヨークユニットを必要とし、当該ユニット内に銅線を巻く必要がある。そのため、モータが大型になり重量が増加し、製造コストが増加する。
特許文献４には、クローポール型構造を有するステータコアとコイルボビンとの組み付け時に、ステータコアとコイルボビンの位置ずれを起こり難くするために、コイルボビンに位置決め用突起を設けてステータコアの位置決め用孔と嵌合させるステッピングモータが開示されているが、これは一般的なクローポールモータの組み立て方法に関する技術であり、モータ特性の向上、高効率化、小型化を実現するものではない。
特許文献５には、クローポールの側面が軸方向と平行であり、生産性を向上することができる単相クローポール型モータが開示されているが、クローポールモータの高効率化、高トルク化、小型化等を図るものではない。また、クローポールを有するステータは一体打抜きであり、無方向性電磁鋼板の集合組織を活用できないという問題がある。
特許文献６には、コアが三分割された構造であり、軸方向に下向きのクローポールを有するコアと、軸方向に上向きのクローポールを有するコアと、巻線を上下に二分割するコアとからなり、クローポールを有するコアが巻線を分割するコアを上下から挟み込む構造となっているクローポール型モータが開示されている。このモータは、ティースからクローポールに流れる磁路の断面積を確保することを目的とし、断面積を増加させるために無垢の磁性体、焼結材、あるいは圧粉材を使用することを前提としており、無方向性電磁鋼板を使用することは想定されていない。また、コアの磁束を確保するためにコアの断面積が増加しており、無方向性電磁鋼板を使用すると渦電流が増大してクローポールモータの効率が大幅に低下するという問題がある。
特許文献７には、圧延方向に対して４５°の角度で交差する二方向の磁気特性が優れる冷延無方向性電磁鋼板製造方法として、スラブ再加熱温度を１１５０℃以下かつ７００℃以上、仕上熱延開始温度を６５０℃以上８５０℃以下、熱延仕上温度を５５０℃以上８００℃以下とする仕上熱延方法が開示されている。
しかしながら、特許文献７に開示された仕上熱延開始温度および熱延仕上温度を実現する場合、仕上熱延機の熱延ロールにかかる圧延反力が増加し、その磨耗が早くなり、寿命が短くなるとともに、ロールのベアリングの寿命も増加した圧延反力のために短くなる課題があった。
さらに、仕上熱延に先立って行われる粗圧延において、スラブ再加熱温度を低温化すると、通常の連続鋳造で製造されるスラブでは、その圧延反力が粗圧延機の能力をもってしても過大となり、所定の板厚のシートバーに圧延することが困難となる課題があった。
特許文献８には、圧延方向に対して４５°の角度で交差する二方向の磁気特性が優れる熱延無方向性電磁鋼板製造方法として、板厚２０ｍｍ以上１００ｍｍ以下の薄鋳片を、仕上熱延開始温度を６５０℃以上８５０℃以下、熱延仕上温度を５５０℃以上８００℃以下とする仕上熱延方法が開示されている。
しかしながら、特許文献８に開示された仕上熱延開始温度および熱延仕上温度を実現する場合、仕上熱延機の熱延ロールにかかる圧延反力が増加し、その磨耗が早くなり、寿命が短くなるとともに、ロールのベアリングの寿命も増加した圧延反力のために短くなる課題があった。
日本国特開平１１－３５５９８３号公報 日本国特開２００８－７２８５４号公報 日本国特開２００１－１６１０５４号公報 日本国特開２００３－１８９５８４号公報 日本国特開２０１３－２０１８１１号公報 日本国特開２００５－１１７７４４号公報 日本国特開２０１１－１１１６５８号公報 日本国特開２０１２－６７３３０号公報
クローポールモータのコアにおける磁場の流れを考慮すると、互いに直交する二方向の磁気特性が優れた電磁鋼板（二方向性電磁鋼板）を使用することで、磁気特性が良好なコアを得られることは、当業者にとって自明であった。しかしながら、前述の通り、クローポールモータの製造過程において、電磁鋼板から打抜かれた帯状ブランクをコアに板金加工するので、板金加工によりコアに生じた歪が原因で磁気特性の劣化が生じてしまう。その結果、打抜きにより得られた鋼板を積層して得られた一般モータと同出力及び同トルクの条件下で比較した場合、二方向性電磁鋼板を用いて作製されたクローポールモータの方が最大効率が低いという課題があった。
なお、本明細書において、一般モータとは、一体打抜き型の誘導モータ、ステータに分割コアを用いた誘導モータ、一体打抜き型の同期モータ、ステータに分割コアを用いた同期モータなどを指す。
上記の課題に対して、本願発明者らは、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁気特性が優れる無方向性電磁鋼板をクローポールモータのステータコアの材料として使用すると、同じ無方向性電磁鋼板を用いてコアバックとティースを有し巻線をティースの周囲に施した一般モータを作製する場合よりも最大効率が高まることを発見した。言い換えれば、上記の特徴を有する無方向性電磁鋼板をクローポールモータ以外のモータに使用しても、クローポールモータに適用した場合のような効率の改善効果は発現しない。
一方、上記特許文献７及び８に開示されているように、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁気特性が優れる無方向性電磁鋼板の製造方法として、低温下で仕上熱延を行う技術が知られているが、現状の粗圧延機および仕上熱延機でこれらの技術を実現するには設備上の課題が存在した。
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、従来技術の有する設備上の課題を解決しながら、低コストで磁気特性に優れ、高効率、小型のクローポールモータのステータコアの材料となる無方向性電磁鋼板、その製造方法、およびその無方向性電磁鋼板から作られたクローポールモータを提供することを目的とする。
　上記のように、本願発明者らは、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁気特性が優れる無方向性電磁鋼板をクローポールモータのステータコアの材料として使用すると、同じ無方向性電磁鋼板を用いてコアバックとティースを有し巻線をティースの周囲に施した一般モータを作製する場合よりも最大効率が高まることを発見した。
このような効果が得られる技術的理由は明らかではないが、以下のような理由が推測される。すなわち、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁気特性が優れる無方向性電磁鋼板では、集合組織又は結晶組織が改善されたと考えられる。そのため、その無方向性電磁鋼板から打ち抜かれた帯状ブランクを板金加工してコアを形成する際に、コアに導入される残留歪量が減少し、その結果、クローポールモータのコア内の磁束の流れが大幅に改善されたと考えられる。
　このような特徴を有する無方向性電磁鋼板を製造する方法として、上記特許文献７及び８に開示されているような低温下で仕上熱延を行う技術（仕上熱延温度条件を一般的な公知の温度よりも低く設定する技術）が知られているが、現状の粗圧延機および仕上熱延機でこれらの技術を実現するには設備上の課題（熱延ロール及びベアリングの寿命短縮）が存在しており、その実現は容易ではない。
本願発明者らはさらなる研究の結果、スラブ加熱温度及び粗圧延温度を一般的な温度に維持しつつ、仕上熱延における圧延速度を低く設定して制御冷却を精密に行うことにより、従来技術の有する設備上の課題を解決しながら、従来技術と同等以上の磁気特性を有する無方向性電磁鋼板を製造できることを見出し、本発明を完成するに至った。なお、以下の説明において、従来製法とは、特許文献７及び８に開示された低温仕上熱延による無方向性電磁鋼板の製造方法を指す。
本願発明者らは、本発明に係る製造方法によると、従来製法と比較して、圧延方向に対して４５°を成す方向を中心とした磁束密度の高い範囲が、板面法線回りに広い角度で分布し、且つその絶対値も高いという極めて優れた磁気特性を有する無方向性電磁鋼板を得られることも見出した。
仕上熱延の圧延速度を低下させることにより、従来製法よりも優れた磁気特性を有する無方向性電磁鋼板を製造できる技術的理由は明らかではないが、以下のような理由が推測される。すなわち、粗圧延機から仕上熱延機に搬送されるシートバーは、仕上熱延機の熱延ロールにより抜熱を受けながら冷間圧延よりもはるかに高い温度で圧延されるが、圧延速度が低下することにより、その加工発熱自体は抑制される。その結果、従来製法で製造された無方向性電磁鋼板とは異なる集合組織又は結晶組織を有する無方向性電磁鋼板が得られた可能性があると考えられる。
また、本願発明者らは、従来製法の圧延速度の場合、本発明に係る製造方法で得られる４５°方向の磁気特性が優れる効果が損なわれることも同時に発見した。この技術的理由も明らかではないが、圧延速度を高めることにより、歪速度が増加するために仕上圧延中に必要以上に再結晶が進行し、磁気特性に優れる集合組織又は結晶組織を形成できないことが理由と推測される。
以上のような研究結果を基に完成された本発明の要旨は以下の通りである。
（１）本発明の一態様に係る無方向性電磁鋼板は、クローポールモータのステータコア用の無方向性電磁鋼板であって、圧延方向に対して４５°を成す方向の磁束密度が、前記圧延方向の磁束密度および前記圧延方向に対して９０°を成す方向である板幅方向の磁束密度よりも大きい帯状の鋼板である。
（２）上記（１）に記載の無方向性電磁鋼板において、前記圧延方向に対して板面法線の反時計回りに４５°の角度で傾く方向を第１方向、１３５°の角度で傾く方向を第２方向とし、前記圧延方向に対して前記板面法線の時計回りに４５°の角度で傾く方向を第３方向、１３５°の角度で傾く方向を第４方向とし、磁化力５０００Ａ／ｍにおける、前記第１方向の磁束密度と、前記第２方向の磁束密度と、前記第３方向の磁束密度と、前記第４方向の磁束密度との平均値を単位ＴでＢ５０（４５－ａｖｅ．）とし、磁化力５０００Ａ／ｍにおける、前記圧延方向の磁束密度と、前記板幅方向の磁束密度との平均値を単位ＴでＢ５０（Ｌ＋Ｃ）としたとき、下記（１）式が成立してもよい。
Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）＋０．０２０＜Ｂ５０（４５－ａｖｅ．）　・・・（１）
（３）上記（２）に記載の無方向性電磁鋼板において、前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の反時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第１方向の磁束密度が最も高く、前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の反時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第２方向の磁束密度が最も高く、前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第３方向の磁束密度が最も高く、前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第４方向の磁束密度が最も高くてもよい。
この場合、前記第１方向の磁束密度をＢ４５ｍａｘとしたとき、前記第１方向に対する角度が前記板面法線回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ以上であるという条件を満たし、前記第２方向、前記第３方向及び前記第４方向のそれぞれについても同条件を満たしてもよい。
（４）本発明の一態様に係る無方向性電磁鋼板の製造方法は、スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、仕上熱延開始温度が８００℃以上１１５０℃以下、熱延仕上温度が７５０℃未満、及び仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度が３００ｍ／分以下という条件下で熱間圧延を行う熱間圧延工程と；前記熱間圧延工程から得られた熱延鋼板に対して、圧下率８７％超で冷間圧延を行う冷間圧延工程と；を有する。
（５）本発明の他の態様に係る無方向性電磁鋼板の製造方法は、スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、仕上熱延開始温度が８００℃以上１１５０℃以下、熱延仕上温度が８００℃以下、仕上熱延圧下率が９４％以上、及び仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度が３００ｍ／分以下という条件下で熱間圧延を行う熱間圧延工程を有する。
（６）本発明の一態様に係るクローポールモータは、上記（１）～（３）のいずれか一つに記載の無方向性電磁鋼板をステータコアとして用いたクローポールモータであって、クローポールの向きが前記無方向性電磁鋼板の圧延方向に対して４５°の角度を成すように打ち抜いた帯状ブランクによってステータコアを形成したものである。
本発明の上記態様によれば、従来技術の有する設備上の課題を解決しながら、低コストで且つ磁気特性に優れ、高効率、小型のクローポールモータを製造するために適した無方向性電磁鋼板、その製造方法、およびその無方向性電磁鋼板から作られたクローポールモータを得ることができる。
本発明の一実施形態に係る無方向性電磁鋼板の平面図である。 本実施形態に係る無方向性電磁鋼板からのクローポールモータのステータコアを形成する帯状ブランクの打ち抜き例を示す平面図である。 本実施形態に係るクローポールモータのステータコアを形成する帯状ブランクの例を示す平面図である。 図３の帯状ブランクを円筒状に加工した状態を示す斜視図である。 図４に続く加工状態を示す斜視図である。 ステータコアにコイルを挿入してステータを製作する過程のうち、コイルを挿入する過程を示す説明図である。 ステータコアにコイルを挿入してステータを製作する過程のうち、ステータコアのコイル下方側を折り曲げる過程を示す説明図である。 図６Ａ及び図６Ｂに示された過程によって製作されたステータの完成図である。 図６Ｃに続く加工状態を示す斜視図である。 完成したクローポールモータの外観斜視図である。 外板を装着したクローポールモータの外観斜視図である。 圧延方向に対する角度を横軸とし、４５°方向の磁束密度（最大磁束密度）に対する各角度方向の磁束密度の比を縦軸とするグラフである。
以下、本発明の実施の形態を、図を参照して説明する。なお、本明細書および図面において、実質的に同一の機能構成を有する要素においては、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。
図１は、本発明の一実施形態に係る無方向性電磁鋼板１の平面図である。図１に示すように、本実施形態では、クローポールモータのステータコア用の鋼板として、板面内において圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁束密度が、圧延方向Ｌの磁束密度及び圧延方向Ｌに対して９０°を成す方向である板幅方向Ｃの磁束密度よりも大きい帯状の無方向性電磁鋼板１を用いる。
図１に示すように、本実施形態では、圧延方向Ｌに対して板面法線Ｐ（板面に対して直交する軸線）の反時計回りに４５°の角度で傾く方向を第１方向Ｄ１、１３５°の角度で傾く方向を第２方向Ｄ２とする。また、圧延方向Ｌに対して板面法線Ｐの時計回りに４５°の角度で傾く方向を第３方向Ｄ３、１３５°の角度で傾く方向を第４方向Ｄ４とする。なお、以下では、板面法線Ｐの反時計回りを正の向き、板面法線Ｐの時計回りを負の向きとして、角度に正負の符号を付す場合がある（図１参照）。
上記の第１方向Ｄ１、第２方向Ｄ２、第３方向Ｄ３及び第４方向Ｄ４が、それぞれ、板面内において圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向である。本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１では、第１方向Ｄ１、第２方向Ｄ２、第３方向Ｄ３及び第４方向Ｄ４の磁束密度のそれぞれが、圧延方向Ｌの磁束密度及び板幅方向Ｃの磁束密度よりも大きい。
磁化力５０００Ａ／ｍにおける、第１方向Ｄ１の磁束密度と、第２方向Ｄ２の磁束密度と、第３方向Ｄ３の磁束密度と、第４方向Ｄ４の磁束密度との平均値を単位Ｔ（テスラ）でＢ５０（４５－ａｖｅ．）とする。また、磁化力５０００Ａ／ｍにおける、圧延方向Ｌの磁束密度と、板幅方向Ｃの磁束密度との平均値を単位Ｔ（テスラ）でＢ５０（Ｌ＋Ｃ）とする。この場合、本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１において、下記（１）式が成立することが好ましい。
Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）＋０．０２０＜Ｂ５０（４５－ａｖｅ．）　　…（１）
磁化力５０００Ａ／ｍにおける各方向の磁束密度をエプスタイン装置により測定する場合には、磁束密度の測定値としてエプスタイン測定値を用いる。また、磁化力５０００Ａ／ｍにおける各方向の磁束密度をＳＳＴ（磁気試験器）により測定する場合には、各方向に切断した試料を使用し、同数測定した平均値を取ることとする。
本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１において、圧延方向Ｌに対する角度が板面法線Ｐの反時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向（すなわち、この方向には圧延方向Ｌ及び板幅方向Ｃが含まれる）のうち、第１方向Ｄ１の磁束密度が最も高いことが好ましい。ここで、第１方向Ｄ１の磁束密度をＢ４５ｍａｘとしたとき、第１方向Ｄ１に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ以上であるという条件を満たすことが好ましい。
つまり、圧延方向Ｌに対する角度が０°～＋９０°の範囲に含まれる方向のうち、第１方向Ｄ１の磁束密度が突出して高いというよりも、磁束密度が最大となる第１方向Ｄ１の角度（＋４５°）を中心とする角度範囲に対して磁束密度の分布が一定の幅を有していることが好ましい（後述の図１０参照）。より好ましくは、第１方向Ｄ１に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１５°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ以上である。
同様に、圧延方向Ｌに対する角度が板面法線Ｐの反時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向（すなわち、この方向にも圧延方向Ｌ及び板幅方向Ｃが含まれる）のうち、第２方向Ｄ２の磁束密度が最も高いことが好ましい。第２方向Ｄ２についても、第１方向Ｄ１の条件と同条件を満たすことが好ましい。
すなわち、第２方向Ｄ２の磁束密度をＢ１３５ｍａｘとしたとき、第２方向Ｄ２に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ１３５ｍａｘ以上であるという条件を満たすことが好ましい。より好ましくは、第２方向Ｄ２に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１５°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ１３５ｍａｘ以上である。
同様に、圧延方向Ｌに対する角度が板面法線Ｐの時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向（すなわち、この方向にも圧延方向Ｌ及び板幅方向Ｃが含まれる）のうち、第３方向Ｄ３の磁束密度が最も高いことが好ましい。第３方向Ｄ３についても、第１方向Ｄ１の条件と同条件を満たすことが好ましい。
すなわち、第３方向Ｄ３の磁束密度をＢ４５ｍａｘ’としたとき、第３方向Ｄ３に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ’以上であるという条件を満たすことが好ましい。より好ましくは、第３方向Ｄ３に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１５°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ’以上である。
同様に、圧延方向Ｌに対する角度が板面法線Ｐの時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向（すなわち、この方向にも圧延方向Ｌ及び板幅方向Ｃが含まれる）のうち、第４方向Ｄ４の磁束密度が最も高いことが好ましい。第４方向Ｄ４についても、第１方向Ｄ１の条件と同条件を満たすことが好ましい。
すなわち、第４方向Ｄ４の磁束密度をＢ１３５ｍａｘ’としたとき、第４方向Ｄ４に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ１３５ｍａｘ’以上であるという条件を満たすことが好ましい。より好ましくは、第４方向Ｄ４に対する角度が板面法線Ｐ回りに±１５°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ１３５ｍａｘ’以上である。
圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向（第１方向Ｄ１、第２方向Ｄ２、第３方向Ｄ３及び第４方向Ｄ４）の磁束密度が圧延方向Ｌ及び板幅方向Ｃの磁束密度よりも大きいという特徴を有する無方向性電磁鋼板１は、後述する通り、熱延、冷延を制御することにより製造される。無方向性電磁鋼板１の製造工程においては、熱延条件の制御が肝要であり、焼鈍工程の制御については、特に制限を定めるものではない。このような無方向性電磁鋼板１をクローポールモータのステータコアとして用いることにより、この無方向性電磁鋼板１の特性が最大限に活用され、クローポールモータの効率を大幅に改善できる。
上記特徴を有する無方向性電磁鋼板１によりクローポールモータの効率が大幅に改善でき、従来の圧延方向及び板幅方向の磁気特性が優れた二方向性電磁鋼板、または全周方向に磁気特性が優れた無方向性電磁鋼板及び熱延鋼板の場合にはこのような効果が生じない原因については、以下のように推察される。
上記特徴を有する無方向性電磁鋼板１は、集合組織が改善されたか、結晶組織が改善されたかの何らかの理由により、板金加工時に鋼板に導入される残留歪量が減少し、結果として、成形したクローポールモータのコア内の磁束の流れが大幅に改善されたためであると思われる。この効果は、本発明者らの検討によると、コアの曲げ半径Ｒが１０ｍｍ以下であるか、ほぼ直角に曲げ加工されたクローポールモータコアを使用するクローポールモータにおいて顕著であることが明らかとなっている。
上記特徴を有する無方向性電磁鋼板１を冷間圧延により製造する場合には、熱間圧延工程において、スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、熱延仕上温度が７５０℃未満となるように熱間圧延を行い、その後、冷間圧延工程において、熱間圧延工程から得られた熱延鋼板に対して圧下率を８７％超として冷間圧延することで製造される。圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性向上の観点から、熱間圧延工程における仕上熱延開始温度は８００℃以上１１５０℃以下、さらに好ましくは９００℃以上１０５０℃以下であることが好ましい。熱延仕上げ温度には下限を設けないが、圧延性の観点から５００℃以上であることが好ましい。圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性向上の観点から、熱間圧延工程における圧延速度は仕上熱延機の最終スタンド出側速度で３００ｍ／分以下、さらに好ましくは２００ｍ／分以下であることが好ましく、生産性の観点からは、２０ｍ／分以上であることが好ましい。
また、上記特徴を有する無方向性電磁鋼板１を熱間圧延により製造する場合には、熱間圧延工程において、スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、熱延仕上温度が８００℃以下かつ６５０℃以上、及び仕上熱延圧下率が９４％以上という条件下で熱間圧延を行い、低温仕上で熱延鋼板の再結晶を抑制する。仕上熱延圧下率の上限は特に設けないが、生産性の観点からは９８．５％以下であることが好ましい。これにより、圧延方向に対して４５°方向の磁気特性が優れた集合組織が形成される。圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性向上の観点から、仕上熱延開始温度は８００℃以上１１５０℃以下、さらに好ましくは９００℃以上１０５０℃以下であることが好ましい。熱延仕上温度が低すぎると、残留応力により磁気特性が低下するため、下限を６５０℃とすることが好ましい。また、熱延仕上温度が高すぎると、仕上熱延機の最終スタンドを通過した後に熱延鋼板において再結晶が生じ、所望する集合組織が得られないので、上限を８００℃とする。圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性向上の観点から、圧延速度は仕上熱延装置の最終スタンド出側速度で３００ｍ／分以下、さらに好ましくは２００ｍ／分以下であることが好ましく、生産性の観点からは、２０ｍ／分以上であることが好ましい。
なお、熱延ロールの冷却水に体積比で０．５～２０％の油脂エマルジョンを混入する潤滑熱延を行ってもよい。
上記のように、本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１の製造方法では、スラブ加熱後、シートバーまでの粗圧延を行い、低速で仕上熱延を行い、低温で仕上げる。粗圧延を低温で行うことは、被圧延材の板厚が大きいため、現状の粗圧延機では困難であるため、従来の公知技術の温度範囲である８００℃以上１２５０℃以下で粗熱延を行うことが好ましい。８５０℃以上１０５０℃以下の温度範囲で粗圧延を行うことがより好ましい。
仕上熱延において、熱延仕上温度を低下させるためには、仕上熱延開始温度を低下させるか、仕上熱延開始温度を従来の公知技術と同程度として仕上熱延中に各種の手段で制御冷却を行う二通りの方法がある。
ここで、仕上熱延開始温度を低下させる場合、粗圧延が終了したシートバーを所定の温度まで均一に低下させる必要があり、その方法として、薄鋳片を用い、これを粗圧延後、トンネル炉もしくはコイルボックス炉に巻き取って均熱保定する方法が挙げられる。この方法により、仕上熱延開始温度を精密に制御し、熱延仕上温度を低下させることは可能であるが、粗圧延が終了したシートバーをいかに短時間で冷却するかという課題がある。この冷却は通常２００℃以上にもなるので、厚みのあるシートバーの冷却を短時間で実現する必要がある。
本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１の製造方法では、仕上熱延を低温で開始するために、シートバーを汽水冷却、もしくは専用の冷却ロールにより接触伝熱冷却、もしくはこれらを組み合わせて所定の温度まで冷却して仕上熱延を開始しても良い。
また、圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性のさらなる向上のためには、シートバーの冷却は特段行わず、低速圧延により仕上熱延中に冷却を行うことがより好ましい。これにより、第１方向Ｄ１の角度（＋４５°）、第２方向Ｄ２の角度（＋１３５°）、第３方向Ｄ３の角度（－４５°）、及び第４方向Ｄ４の角度（－１３５°）のそれぞれを中心として、板面法線Ｐ回りに±１０°（より優れた磁気特性においては±１５°）の範囲に含まれる方向の磁束密度が、各中心角度方向の最大磁束密度の０．９９倍以上の値となる、磁気特性の優れた無方向性電磁鋼板１を得ることが可能となる。
このような磁気特性を実現するためには、上述したように、圧延速度は仕上熱延機の最終スタンド出側の速度で３００ｍ／分以下、さらに好ましくは２００ｍ／分以下が好ましく、生産性の観点からは２０ｍ／分以上が好ましい。このため、必要に応じて、仕上熱延機においてスタンド間の冷却を制御して板幅方向Ｃの温度分布を均一にすることが望ましい。また、仕上圧延速度が低いため、仕上熱延コイルの先端部から後端部に至るまでのコイル長手方向の温度分布を均一に保つ制御熱延を行うことが望ましい。
この技術を実現する方法として、粗圧延機の後面、仕上熱延機の前面または仕上熱延機のスタンド間にバーヒーターを設置し、コイル幅方向、長手方向の温度補償を必要に応じて行う。また、仕上熱延の冷却においても、低速熱延において温度が低下しやすい熱延板端部の温度補償を行うため、板幅方向で異なる冷却方法により、板幅方向で異なる冷却速度を実現する必要がある。ロールと被圧延材の接触時間が低速仕上熱延のため長いので、必要に応じ、仕上熱延機のロールを適切に冷却してロールとの接触による冷却を行う。ロール幅方向の温度偏差を設けることはその寿命の観点から困難であるので、スタンド間において板幅方向の冷却補償を行い、ロール抜熱による冷却制御は、鋼板長手方向において行うことが好ましい。
本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１の成分については、通常の無方向性電磁鋼板であれば、特に制限を設けるものではない。しかしながら、無方向性電磁鋼板１の一般的な磁気特性確保の観点から好ましい成分の例について、以下に述べる。ただし、これらの成分により、本発明が意図するところの集合組織を有する無方向性電磁鋼板の成分系が限定的に規定されるものではない。
本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１の成分は、質量％で、
０．１≦Ｓｉ≦６．５
０．１≦Ｍｎ≦１．５
とし、Ａｌ添加は必須ではないが添加する場合は０．１≦Ａｌ≦２．５とし、
Ｃ≦０．００３
Ｎ≦０．００３
Ｓ≦０．００３
残部Ｆｅおよび不可避不純物からなる成分とする。
Ｓｉ、Ｍｎ、Ａｌは、０．１％未満であると無方向性電磁鋼板１に添加した際の電気抵抗率の増加が十分でなく、所望する低鉄損が得られないので、０．１％以上添加することが好ましい。Ｓｉ添加量が６．５％超となると、熱間および冷間圧延性が低下するので、６．５％以下であることが好ましい。Ｍｎ添加量が１．５％超となると、その添加効果による集合組織改善効果が飽和して不経済となるので、１．５％以下であることが好ましい。Ａｌの添加は必須ではなく、Ａｌ添加量が２．５％超となるとヒステリシス損が増加して電気抵抗率の高い無方向性電磁鋼板１における鉄損改善効果が飽和するので、２．５％以下に添加量を制御することが好ましい。
Ｃ含有量が０．００３％超となると、無方向性電磁鋼板１の使用中の磁気時効により鉄損の値が増加するという問題が生じるので、Ｃ含有量は０．００３％以下であることが好ましい。Ｎ含有量が０．００３％超となると、微細な各種窒化物を鋼中に形成して無方向性電磁鋼板１の結晶粒成長の妨げとなったり、磁壁の移動を妨げいずれも鉄損増大の原因となるので、Ｎ含有量は０．００３％以下であることが好ましい。Ｓ含有量が０．００３％超となると、スラブ加熱中に硫化物が溶体化して仕上熱延の際に微細に析出して無方向性電磁鋼板１の結晶粒成長の妨げとなったり、磁壁の移動の妨げとなり、いずれも鉄損増大の原因となるので、Ｓ含有量は０．００３％以下であることが好ましい。
図２は、クローポールモータのステータコアを形成する帯状ブランクの、鋼板からの打ち抜き例を示す平面図である。鋼板１は、前述のように、圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁束密度が、圧延方向Ｌの磁束密度および板幅方向Ｃの磁束密度よりも大きい無方向性電磁鋼板である。この鋼板１の圧延方向Ｌに対して４５°の角度で、帯状ブランク２を打ち抜く。帯状ブランク２は、帯状のコアバック部１１の幅方向両側に、コアバック部１１の長手方向に対して垂直方向に、複数例えばそれぞれ１２極または２４極ずつのクローポール１２を有する。このように、圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向の磁気特性が優れた無方向性電磁鋼板から、４５°の角度で帯状ブランク２を打ち抜くことにより、この帯状ブランク２は、コアバック部１１の長手方向およびクローポール１２方向の両方において、優れた磁気特性を有することになる。本実施形態では、この帯状ブランク２を一体加工して、クローポールモータのステータコアを成形する。
図３～図９は、図２のように打ち抜いた帯状ブランク２からクローポールモータを製作する手順を示す。以下、クローポールモータの製作手順の概要を説明する。
図２に示すように鋼板１から４５°の角度で打ち抜いた帯状ブランク２は、図３中の矢印に示す方向、すなわちコアバック部１１の長手方向およびクローポール１２方向において、磁気特性が優れている。この帯状ブランク２を、板金加工により、図４に示すように筒状にし、さらに、図５に示すように、コアバック部１１の幅方向片側、図５では上側に示すクローポール１２を内側に折り込んで、下方からコイル２１を挿入する。コイル２１は、図６Ａに示すように、コアバック部１１からクローポール１２を略直角に折り曲げることによりコアバック部１１とクローポール１２との間に形成される空間に挿入され、その後、図６Ｂ及び図６Ｃに示すように、反対側（図６Ｂ及び図６Ｃにおいて下側）のクローポール１２もコアバック部１１の内側に折り込む。対向するクローポール１２は、図６Ｃに示すように、各極が交互に位置するような構造になっている。
なお、作業性の改善もしくはその他の目的のために、図６Ａ、図６Ｂ及び図６Ｃの工程では各部材の上下を逆にした状態で各作業を行ってもよい。
以上でクローポールモータのステータ３１が完成し、このステータ３１の内部に、図７に示すように、例えば永久磁石型ロータ２２を挿入して、図８に示すアウターステータ型クローポールモータ３２が完成する。さらに、例えば図９に示すように外板２３を装着して、クローポールモータ３２として使用される。
以上のように、帯状のブランク２を板金加工により一体加工してステータコアとして成形したクローポールモータ３２は、ステータ３１のコアバック部１１の方向が、素材である鋼板１の一定の方向であり、コアバック部１１、クローポール１２ともに、鋼板１の磁気特性に優れた方向である、圧延方向Ｌに対して４５°を成す方向を利用している。この帯状ブランク２から一体成形したものをクローポールモータのステータコアとして用いることで、クローポールモータの効率が大幅に改善する。
また、本実施形態に係る無方向性電磁鋼板１は、二方向性電磁鋼板よりも簡易な方法で製造できるため、二方向電磁鋼板を使用する場合よりも大幅なコスト低減が可能となる。しかも、一体打ち抜きでコアをパンチングできるため、コア製造コストも低減できる。さらに、低磁界で高磁束密度を得ることができ、励磁巻線として必要とする銅線の量を低減することが可能であり、コアを分割する必要がないため、製造コストも低減できる。つまり、低コストで、クローポールモータの小型化、高トルク且つ高効率化を実現することができる。
以上、本発明の好適な実施形態について説明したが、本発明はかかる例に限定されない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到しうることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
（実施例１）
表１に示す成分の鋼１～３を溶製して連続鋳造で２００ｍｍ厚のスラブとし、これを１１００℃に加熱して、粗圧延にて４０ｍｍ厚のシートバーとした。このシートバーに対して、仕上熱延開始温度Ｆ０Ｔを表２に示すように各種設定して仕上圧延を行い、２．０ｍｍの熱延鋼板とした。粗圧延後のシートバーの温度を制御するため、汽水冷却および、専用の冷却ロールによりシートバーを冷却し、温度を補償するためバーヒータを使用した。また、仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度は１００ｍ／分以上２５０ｍ／分として熱延仕上温度を制御した。熱延仕上温度が均一となるように、スタンド間に設置したバーヒータをスタンド間の冷却と併用した。さらにこれを酸洗し、冷延率を各種設定して冷間圧延を行った後、仕上焼鈍を施した。仕上焼鈍条件は、鋼１は７５０℃、３０秒、鋼２は９５０℃、２０秒、鋼３は１０５０℃、２０秒とした。その後、それぞれの鋼板のＢ５０（４５－ａｖｅ．）とＢ５０（Ｌ＋Ｃ）とを測定した。なお、ＦＯＴおよび冷延率において、無方向性電磁鋼板を冷間圧延により製造する場合の本発明の範囲外の数値には下線を付した。
同時に、各鋼板を用いてクローポールモータおよびステータのティースに巻線を施す一般モータを作成して、その最大効率を調査した。クローポールモータ作成時の板金曲げ加工は、図６（ａ）に示すように直角とした。結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
表２より、仕上熱延開始温度Ｆ０Ｔが７５０℃よりも低く、かつ冷延率が８７％を超える場合には、５０（４５－ａｖｅ．）－Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）の値が０．０４Ｔ以上となり、圧延方向に対して４５°をなす方向の磁束密度が優れていることがわかった。さらに、この製造方法による無方向性電磁鋼板でクローポールモータを作成した場合には、９４．０％以上の優れた最大効率が得られていることがわかった。そして、一般モータの場合には、クローポールモータほどの最大効率は得られなかった。
（実施例２）
表３に示す成分の鋼を溶製して連続鋳造で２００ｍｍ厚のスラブとし、これを１１００℃に加熱して粗圧延にて２０ｍｍ厚のシートバーとした。このシートバーに対して、熱延仕上温度ＦＴおよび圧下率を表４に示すように各種設定して仕上圧延を行った。その際、仕上熱延開始温度は９５０℃とし、熱延仕上温度を調整するため、仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度は１５０ｍ／分～３００ｍ／分とした。仕上熱延板の温度分布を板幅方向、長手方向に均一とするため、仕上熱延機前および仕上熱延機間に設置したバーヒータにより温度を制御した。また、仕上熱延スタンド間において板幅方向および長手方向の制御冷却を行った。仕上熱延温度制御のために鋼板に直接冷却水を噴霧するだけでなく、圧延ロールの冷却を制御して、ロールによる抜熱制御により熱延仕上温度を制御した。この熱延鋼板を用いて、Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）とＢ５０（４５－ａｖｅ．）とを測定した。なお、ＦＴおよび圧下率において、無方向性電磁鋼板を熱間圧延により製造する場合の本発明の範囲外の数値には下線を付した。
同時に、各鋼板を用いてクローポールモータおよびステータのティースに巻線を施す一般モータを作成して、その最大効率を調査した。クローポールモータ作成時の板金曲げ加工の半径Ｒは３ｍｍとした。結果を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
表４より、ＦＴが８００℃以下かつシートバー圧下率９４％以上において、圧延方向に対して４５°をなす方向の磁束密度が優れていることがわかった。さらに、この製造方法による無方向性電磁鋼板でクローポールモータを作成した場合には、９５．０％以上の優れた最大効率が得られていることがわかった。そして、一般モータの場合には、クローポールモータほどの最大効率は得られなかった。
（実施例３）
表５に示す成分の鋼を溶製して連続鋳造で２００ｍｍ厚のスラブとし、これを１１００℃に加熱して粗圧延にて２０ｍｍ厚のシートバーとした。このシートバーに対して、熱間圧延率を９６％で一定とし、熱延仕上温度を表６に示すように３水準として仕上圧延を行った。その際、仕上熱延開始温度は９００℃とし、仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度は１００ｍ／分～２００ｍ／分として熱延仕上温度を調整した。その際、仕上熱延開始温度は９５０℃とし、熱延仕上温度を調整するため、仕上熱延機の最終スタンドの出側の圧延速度は１５０ｍ／分～３００ｍ／分とした。仕上熱延板の温度分布を板幅方向、長手方向に均一とするため、仕上熱延機間に設置したバーヒータ、エッジヒータにより温度を制御した。また、仕上熱延スタンド間において板幅方向および長手方向の制御冷却を行った。仕上熱延温度制御のために鋼板に直接冷却水を噴霧するだけでなく、圧延ロールの冷却を制御して、ロールによる抜熱制御により熱延仕上温度を制御した。得られた熱延鋼板を用いて、クローポールモータを作成した。クローポールモータ作成時の板金曲げ加工の半径Ｒは７ｍｍとした。
作成したクローポールモータの最大効率を、熱延仕上げ温度が６７５℃であるものを１．００として比較した。その結果を表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
表６より、熱延仕上げ温度６２５℃の熱延鋼板を用いたクローポールモータの最大効率は、熱延仕上温度６７５℃のものと比較して劣っていることがわかった。この原因は、熱延仕上温度が低すぎたために、クローポールモータに用いた熱延鋼板内の残留歪が増加したためと考えられる。また、クローポールモータの最大効率において、熱延仕上温度６７５℃の熱延鋼板を用いたものが、熱延仕上温度８６０℃のものと比較して最大効率が優れていた。これは、本実施形態にかかる無方向性電磁鋼板において、熱延鋼板の集合組織が、殊にクローポールモータの場合に、モータの特性を向上させるという特徴を示していると考えられる。
（実施例４）
表７に示す成分の鋼を溶製して連続鋳造で２００ｍｍ厚のスラブとし、これを１１００℃に加熱して粗圧延にて２０ｍｍ厚のシートバーとした。このシートバーに対して、熱間圧延率を９５％で一定とし、本発明例として、熱延仕上温度を７３０℃として仕上圧延を行い、圧延方向から４５°方向の磁気特性が優れる熱延鋼板Ｘと、比較例として、熱延仕上温度を８６０℃とし、圧延方向から４５°方向の磁気特性が優れるものではない一般の無方向性熱延鋼板Ｙの２種類の熱延鋼板を得た。仕上熱延の際、仕上熱延開始温度を９２０℃とし、最終スタンド通過速度は１１０ｍ／分とした。熱延仕上温度を制御するため、スタンド間の制御冷却および、スタンド間に設置したエッジヒータおよびバーヒータを使用した。また、電磁鋼板の磁束密度の角度特性を比較するため、鋼１０を用い、仕上熱延開始温度を９２０℃とし、最終スタンドの通過速度を４００ｍ／分とし、熱延仕上温度を７３０℃とした比較材を同時に仕上熱延により製造した。これを鋼１０－Ｚと称する。熱延仕上温度以外のその他の熱延条件は冷却制御により鋼１０－Ｘと同一とした。ただし、鋼１０－Ｚでは、仕上熱延中の制御冷却を強化し、鋼１０－Ｘと同等の熱延仕上温度を得た。
熱延鋼板Ｘはいずれも、ｎ数＝１０でＳＳＴにより測定した結果、Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）＋０．０２０＜Ｂ５０（４５－ａｖｅ．）を満たしていた。表７に、供試材の成分と併せてＢ５０（４５－ａｖｅ．）－Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）の測定結果を示す。
同時に、各熱延鋼板Ｘ、Ｙを用いてクローポールモータを作成し、その最大効率を調査した。クローポールモータを作成する際、板金曲げ加工の半径Ｒを変化させた。本発明例の熱延鋼板Ｘを用いた場合と比較例の熱延鋼板Ｙを用いた場合とのクローポールモータの最大効率の比較を表８に示す。

Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
表８より、板金加工の角の半径Ｒが１０ｍｍ以下の場合には、曲げ加工による残留応力が大きくなるために、本発明の効果が顕著に現れていることがわかる。これは、板金加工の半径Ｒが１０ｍｍ以上になると、曲げ加工を施した際の残留応力が低くなり、モータとして使用した際に、加工部の鉄心の磁束の流れが改善されることにより、熱延鋼板の集合組織もしくは結晶組織の影響を受けにくくなるためではないかと推測される。
　また、表８では、本発明例の鋼板Ｘを使用した場合において、板金曲げ加工の半径Ｒが小さくなると効率が高くなる傾向が見られるが、これは、角の半径が小さくなると鉄心内の巻線の占積率が向上するため、本発明例のように板金加工の残留応力の影響を受けにくい鋼板を用いた場合は、クローポールモータの効率が向上するものと推測される。
鋼１０－Ｘ、鋼１０－Ｙおよび鋼１０－Ｚを圧延方向に対する角度別に切断し、エプスタイン試料として磁束密度Ｂ５０の値を測定した。切断角度は５°おきとし、加えて圧延方向に対して２２．５°を成す方向、及び６７．５°を成す方向の試料も採取した。試料の採取は、圧延方向に対して±θ（°）傾いた方向に採取し、圧延方向に対して９０°以上の角度をなす試料は、θ＝（１８０－θ）と同一として扱った。
各試料について磁束密度Ｂ５０を測定した結果、鋼１０－Ｘおよび鋼１０－Ｚでは圧延方向に対して±４５°を成す試料と、±１３５°を成す試料との磁束密度Ｂ５０が、角度を変えて測定した試料のうち最も高い磁束密度Ｂ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）およびＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｚ）を示した。鋼１０－Ｙでは、圧延方向Ｂ０ｍａｘ（鋼１０－Ｙ）が最も高い磁束密度Ｂ５０の値を示した。また、これらの値を１．０００として、各角度の試料の磁束密度Ｂ５０の相対的な比の値を計算した結果を図１０に示す。
本発明の熱延条件を満たす仕上熱延最終スタンド通過速度１１０ｍ／分の低速仕上熱延のＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）と比較例の仕上熱延最終スタンド通過速度４００ｍ／分のＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｚ）では、本発明の磁束密度がより高い値を示した。図１０では、圧延方向に対して±４５°及び±１３５°をなす４方向の平均値を横軸において４５°として表示した。また、圧延方向に対して±４５°以外にθ傾いた２方向の角度をなす試料の平均値は、ともにθとして横軸に表示した。また、圧延方向は０°、板幅方向は９０°として横軸に表示した。
図１０からわかるとおり、本発明による無方向性電磁鋼板では、圧延方向に対して±４５°及び±１３５°を成す方向の磁束密度の最大値であるＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）に対し、４５°を中心として±１０°である横軸上の３５°～５５°の角度範囲ではＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）の０．９９倍を超える値であり、±１５°である横軸上の３０°～６０°の角度範囲ではＢ４５ｍａｘの０．９９倍と等しいかそれ以上の値を維持している。
これに対し、比較例のＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｚ）では、４５°を中心として±５°である横軸上の４０°～５０°の角度範囲において０．９９倍を下回っており、±１０°である横軸上の３５°～５５°の角度範囲では０．９８倍を下回っており、磁束密度の最大値を示す４５°を成す方向から角度がずれた方向の磁束密度Ｂ５０の低下が著しい。比較例のＢ０ｍａｘ（鋼１０－Ｙ）では、磁束密度Ｂ５０の値は圧延方向であるθ＝０°においてその値が最も高いが、磁束密度の値は本発明のＢ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）と比較すると、本発明の鋼１０－Ｘが全ての測定方向においてＢ５０の値が低いことが図１０よりわかる。なお、比較例の磁束密度と本発明例の磁束密度とを絶対値で比較すると、比較例のＢ０ｍａｘ（鋼１０－Ｙ）では、磁束密度Ｂ５０の値（絶対値）は圧延方向であるθ＝０°においてその値が最も高く、１．７６５Ｔであった。一方、本発明の磁束密度Ｂ４５ｍａｘ（鋼１０－Ｘ）の値は１．８４１Ｔであった。これより、本発明の鋼１０－Ｘは比較例の鋼１０－Ｙよりも全ての測定方向において磁束密度Ｂ５０の値はより高い値を示すことを本願発明者らは図１０をもとに確認した。
以上により、本発明の低速仕上熱延により、従来技術により得られる比較例よりもより広い範囲で４５°方向の磁束密度が高い電磁鋼板が獲られることがわかる。
本発明は、小型モータ、ステッピングモータ、オルタネータ、ジェネレータ、さらに、電気自動車やハイブリッドカーの駆動用モータ等のステータコアとして適用できる。また、鉄心用途の無方向性電磁鋼板として適用できる。
１　　無方向性電磁鋼板
２　　帯状ブランク
１１　コアバック部
１２　クローポール
２１　コイル
３１　ステータ
３２　クローポールモータ
Ｌ　　圧延方向
Ｃ　　板幅方向
Ｄ１　第１方向（圧延方向に対して４５°を成す方向）
Ｄ２　第２方向（圧延方向に対して４５°を成す方向）
Ｄ３　第３方向（圧延方向に対して４５°を成す方向）
Ｄ４　第４方向（圧延方向に対して４５°を成す方向）

Claims (6)

  1. クローポールモータのステータコア用の無方向性電磁鋼板であって、
    圧延方向に対して４５°を成す方向の磁束密度が、前記圧延方向の磁束密度および前記圧延方向に対して９０°を成す方向である板幅方向の磁束密度よりも大きい帯状の鋼板であることを特徴とする、無方向性電磁鋼板。
  2. 前記圧延方向に対して板面法線の反時計回りに４５°の角度で傾く方向を第１方向、１３５°の角度で傾く方向を第２方向とし、
    前記圧延方向に対して前記板面法線の時計回りに４５°の角度で傾く方向を第３方向、１３５°の角度で傾く方向を第４方向とし、
    磁化力５０００Ａ／ｍにおける、前記第１方向の磁束密度と、前記第２方向の磁束密度と、前記第３方向の磁束密度と、前記第４方向の磁束密度との平均値を単位ＴでＢ５０（４５－ａｖｅ．）とし、
    磁化力５０００Ａ／ｍにおける、前記圧延方向の磁束密度と、前記板幅方向の磁束密度との平均値を単位ＴでＢ５０（Ｌ＋Ｃ）としたとき、
    下記（１）式が成立することを特徴とする、請求項１に記載の無方向性電磁鋼板。
    Ｂ５０（Ｌ＋Ｃ）＋０．０２０＜Ｂ５０（４５－ａｖｅ．）　・・・（１）
  3. 前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の反時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第１方向の磁束密度が最も高く、
    前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の反時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第２方向の磁束密度が最も高く、
    前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の時計回りに０°～９０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第３方向の磁束密度が最も高く、
    前記圧延方向に対する角度が前記板面法線の時計回りに９０°～１８０°の範囲に含まれる方向のうち、前記第４方向の磁束密度が最も高く、
    前記第１方向の磁束密度をＢ４５ｍａｘとしたとき、前記第１方向に対する角度が前記板面法線回りに±１０°の範囲に含まれる方向の磁束密度が、０．９９×Ｂ４５ｍａｘ以上であるという条件を満たし、
    前記第２方向、前記第３方向及び前記第４方向のそれぞれについても同条件を満たすことを特徴とする請求項２に記載の無方向性電磁鋼板。
  4. スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、仕上熱延開始温度が８００℃以上１１５０℃以下、熱延仕上温度が７５０℃未満、及び仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度が３００ｍ／分以下という条件下で熱間圧延を行う熱間圧延工程と；
    前記熱間圧延工程から得られた熱延鋼板に対して、圧下率８７％超で冷間圧延を行う冷間圧延工程と；
    を有することを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方法。
  5. スラブを粗圧延することで得られたシートバーに対して、仕上熱延開始温度が８００℃以上１１５０℃以下、熱延仕上温度が８００℃以下、仕上熱延圧下率が９４％以上、及び仕上熱延機の最終スタンド出側の圧延速度が３００ｍ／分以下という条件下で熱間圧延を行う熱間圧延工程を有することを特徴とする無方向性電磁鋼板の製造方法。
  6. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の無方向性電磁鋼板をステータコアとして用いたクローポールモータであって、
    クローポールの向きが前記無方向性電磁鋼板の圧延方向に対して４５°の角度を成すように打ち抜いた帯状ブランクによってステータコアを形成したことを特徴とする、クローポールモータ。
PCT/JP2016/059159 2016-03-23 2016-03-23 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ WO2017163327A1 (ja)

Priority Applications (7)

Application Number Priority Date Filing Date Title
EP16895363.6A EP3435520A4 (en) 2016-03-23 2016-03-23 PROCESS FOR MANUFACTURING NON-ORIENTED ELECTRIC STEEL SHEET AND CLAMPPOLE MOTOR
PCT/JP2016/059159 WO2017163327A1 (ja) 2016-03-23 2016-03-23 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ
JP2018506670A JPWO2017163327A1 (ja) 2016-03-23 2016-03-23 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ
CN201680083784.6A CN108781003A (zh) 2016-03-23 2016-03-23 无方向性电磁钢板及其制造方法和爪极式马达
BR112018068003A BR112018068003A2 (pt) 2016-03-23 2016-03-23 método de fabricação de chapa de aço elétrica não orientada e motor de polos de garra
US16/084,172 US20200076250A1 (en) 2016-03-23 2016-03-23 Non-oriented electrical steel sheet manufacturing method and claw pole motor
KR1020187026979A KR102097138B1 (ko) 2016-03-23 2016-03-23 무방향성 전자 강판 및 그 제조 방법과 클로 폴 모터

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
PCT/JP2016/059159 WO2017163327A1 (ja) 2016-03-23 2016-03-23 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2017163327A1 true WO2017163327A1 (ja) 2017-09-28

Family

ID=59900007

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2016/059159 WO2017163327A1 (ja) 2016-03-23 2016-03-23 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ

Country Status (7)

Country Link
US (1) US20200076250A1 (ja)
EP (1) EP3435520A4 (ja)
JP (1) JPWO2017163327A1 (ja)
KR (1) KR102097138B1 (ja)
CN (1) CN108781003A (ja)
BR (1) BR112018068003A2 (ja)
WO (1) WO2017163327A1 (ja)

Families Citing this family (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE102019106322B3 (de) * 2019-03-12 2020-06-18 Schaeffler Technologies AG & Co. KG Verfahren zum Herstellen einer Mehrzahl an Klauenpolblechen
CN114667661A (zh) * 2019-11-15 2022-06-24 日本制铁株式会社 定子铁芯、旋转电机、定子铁芯的设计方法

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2000054084A (ja) * 1998-08-05 2000-02-22 Nippon Steel Corp 磁気特性の優れた珪素含有熱延板およびその製造方法
JP2008156741A (ja) * 2006-11-29 2008-07-10 Nippon Steel Corp 高磁束密度無方向性電磁鋼板の製造方法
JP2009005421A (ja) * 2007-06-19 2009-01-08 Hitachi Ltd 回転電機
JP2009299102A (ja) * 2008-06-10 2009-12-24 Sumitomo Metal Ind Ltd 回転子用無方向性電磁鋼板およびその製造方法

Family Cites Families (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH11355983A (ja) 1998-06-04 1999-12-24 Nippon Steel Corp 電動機または発電機用の電機子鉄心
JP2001161054A (ja) 1999-11-30 2001-06-12 Sanyo Denki Co Ltd 永久磁石型ステッピングモータ
JP2003189584A (ja) 2001-12-17 2003-07-04 Asmo Co Ltd ステッピングモータ
JP4119343B2 (ja) 2003-10-06 2008-07-16 本田技研工業株式会社 クローポール型モータのステータ
JP4403038B2 (ja) * 2004-08-06 2010-01-20 新日本製鐵株式会社 圧延方向から４５°方向の磁気特性が優れた無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP2008072854A (ja) 2006-09-15 2008-03-27 Hitachi Industrial Equipment Systems Co Ltd 多相クローポール型モータ
EP2012409A2 (en) * 2007-06-19 2009-01-07 Hitachi, Ltd. Rotating electrical machine
JP5375559B2 (ja) * 2009-11-27 2013-12-25 新日鐵住金株式会社 無方向性電磁鋼板の剪断方法及びその方法を用いて製造した電磁部品
JP5423629B2 (ja) * 2010-09-21 2014-02-19 新日鐵住金株式会社 磁束密度の高い無方向性電磁熱延鋼帯の製造方法
JP2013201811A (ja) 2012-03-23 2013-10-03 Hitachi Automotive Systems Ltd 単相クローポール型モータ
JP6432173B2 (ja) * 2014-06-17 2018-12-05 新日鐵住金株式会社 全周の磁気特性が良好な無方向性電磁鋼板

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2000054084A (ja) * 1998-08-05 2000-02-22 Nippon Steel Corp 磁気特性の優れた珪素含有熱延板およびその製造方法
JP2008156741A (ja) * 2006-11-29 2008-07-10 Nippon Steel Corp 高磁束密度無方向性電磁鋼板の製造方法
JP2009005421A (ja) * 2007-06-19 2009-01-08 Hitachi Ltd 回転電機
JP2009299102A (ja) * 2008-06-10 2009-12-24 Sumitomo Metal Ind Ltd 回転子用無方向性電磁鋼板およびその製造方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP3435520A4 *

Also Published As

Publication number Publication date
KR20180115298A (ko) 2018-10-22
CN108781003A (zh) 2018-11-09
EP3435520A4 (en) 2019-11-20
EP3435520A1 (en) 2019-01-30
BR112018068003A2 (pt) 2019-01-15
JPWO2017163327A1 (ja) 2018-12-06
US20200076250A1 (en) 2020-03-05
KR102097138B1 (ko) 2020-04-03

Similar Documents

Publication Publication Date Title
US7922834B2 (en) Non-oriented electrical steel sheet and production process thereof
WO2015199211A1 (ja) 電磁鋼板
KR102225229B1 (ko) 무방향성 전자 강판 및 그의 제조 방법
WO2012133404A1 (ja) Ｉｐｍモータの回転子及びそれを用いたｉｐｍモータ
JP2010121150A (ja) 回転機用無方向性電磁鋼板および回転機ならびにそれらの製造方法
KR20200020013A (ko) 무방향성 전자 강판 및 그 제조 방법
JP5447167B2 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP7372521B2 (ja) 無方向性電磁鋼板及びその製造方法
JP2012036459A (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
WO2017163327A1 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ
JP7147340B2 (ja) 無方向性電磁鋼板の製造方法
JP6604120B2 (ja) 無方向性電磁鋼板、及びその製造方法
WO2013146887A1 (ja) Ｉｐｍモータのロータ鉄心用鋼板及びその製造方法
JP5671869B2 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP5584829B2 (ja) Ｉｐｍモータのロータ鉄心用鋼板の製造方法
JP6554805B2 (ja) 電磁鋼板およびその製造方法とクローポールモータ
JP5671872B2 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP5671871B2 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP2001303213A (ja) 高効率モータ用の無方向性電磁鋼板
JP2011174103A (ja) 鉄心用磁性材及びその製造方法、鉄心
JP6110097B2 (ja) 高出力リラクタンスモータ鉄心用鋼板とその製造方法、これを素材とするリラクタンスモータ用ロータ、ステータおよびリラクタンスモータ
TWI575844B (zh) 無方向性電磁鋼板及其製造方法與爪極式馬達
JP7311739B2 (ja) 無方向性電磁鋼板
JP5691571B2 (ja) 圧縮応力下での鉄損劣化の小さいモータコアとその製造方法
JP2011089204A (ja) 回転子用無方向性電磁鋼板およびその製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2018506670

Country of ref document: JP

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20187026979

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 1020187026979

Country of ref document: KR

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

REG Reference to national code

Ref country code: BR

Ref legal event code: B01A

Ref document number: 112018068003

Country of ref document: BR

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2016895363

Country of ref document: EP

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2016895363

Country of ref document: EP

Effective date: 20181023

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 16895363

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 112018068003

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20180906