WO2021095857A1 - ステータコアおよび回転電機 - Google Patents

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stator core
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rolling
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正仁 上川畑
美穂 冨田
鉄州 村川
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日本製鉄株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a stator core and a rotary electric machine.
  • it is suitable for use in a stator core having a plurality of divided cores.
  • the present application claims priority based on Japanese Patent Application No. 2019-206648 filed in Japan on November 15, 2019, the contents of which are incorporated herein by reference.
  • stator core iron core
  • the iron core of the motor is divided into laminated iron core individual pieces by a dividing surface, and the laminated iron core individual pieces are composed of a unidirectional electromagnetic steel plate or a bidirectional electromagnetic steel plate. It is disclosed that windings are wound around the laminated iron core individual pieces via an insulating portion, and the laminated iron core individual pieces are laminated by determining the direction in which magnetization is easy to be performed. According to such a motor, the magnetic flux passing through the individual pieces of the laminated iron core always flows in the direction in which the grain-oriented electrical steel sheet is easily magnetized, and the change in the direction of the magnetic flux flowing in the polar teeth and the voids during rotation becomes small. , Iron loss, exciting current, cogging torque, induced voltage distortion and torque ripple can be reduced.
  • Patent Document 2 discloses a motor having a stator core in which a plurality of laminated iron cores having a teeth portion in which the stator extends in the radial direction are arranged in the circumferential direction.
  • the laminated iron core has a plurality of plate-shaped iron core pieces laminated in the plate thickness direction.
  • the iron core piece is made of non-oriented electrical steel sheet, and the rolling direction of the iron core piece has an inclination with respect to the radial direction.
  • the laminated iron core is made by laminating iron core pieces having the same inclination, and at least a pair of laminated iron cores adjacent to each other in the circumferential direction have opposite inclinations. With such a motor, cogging torque and torque ripple can be reduced.
  • Patent Document 1 nor Patent Document 2 has examined electrical steel sheets. Therefore, there is room for improvement in improving the magnetic characteristics of the conventional stator core having a plurality of divided cores.
  • An object of the present invention is to improve the magnetic characteristics of a stator core having a plurality of divided cores.
  • the stator core according to one aspect of the present invention is a stator core provided with a plurality of divided cores, and the plurality of divided cores are formed by laminating core pieces made of electrical steel sheets.
  • C 0.0100% or less
  • Si 1.50% to 4.00%, sol.
  • Al 0.0001% to 1.0%, S: 0.0100% or less, N: 0.0100% or less, Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, Au
  • ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> has an X-ray random intensity ratio of 5 or more and less than 30, a plate thickness of 0.50 mm or less, and at least one of the plurality of divided cores has a core piece of teeth. Both the radial direction and the extending direction of the core back are in the direction in which the magnetic characteristics of the electromagnetic steel plate are excellent.
  • the magnetic flux density B50 is the magnetic flux density when excited with a magnetic field strength of 5000 A / m.
  • the stator core described in (1) above may satisfy the following equation (4). (B50D1 + B50D2) / 2> 1.1 ⁇ (B50L + B50C) / 2 ...
  • the stator core described in (1) above may satisfy the following equation (5). (B50D1 + B50D2) / 2> 1.2 ⁇ (B50L + B50C) / 2 ... (5) (4) The stator core described in (1) above may satisfy the following equation (6). (B50D1 + B50D2) / 2> 1.8T ... (6) (5)
  • the electromagnetic steel plate has excellent magnetic characteristics in the directions of angles 45 ° and 135 ° from the rolling direction of the electromagnetic steel plate, and is in the radial direction of the teeth.
  • the extending direction of the core back is any one of the angles 45 ° and 135 ° from the rolling direction. It may be along the direction of. (6)
  • the plurality of divided cores are formed in the radial direction of the teeth and the extension of the core back in the core pieces of all the divided cores. Any of the directions may be along the direction in which the magnetic characteristics of the magnetic steel sheet are excellent.
  • the plurality of divided cores each have a teeth portion, and the direction in which the magnetic characteristics are excellent among the plurality of teeth portions
  • the width of the teeth portion along may be narrower than the width of the teeth portion not along the direction in which the magnetic characteristics are excellent.
  • the product of the width of the teeth portion and the magnetic flux density of the teeth portion when excited with a predetermined magnetic field strength is the product of each tooth of the plurality of divided cores. It may be substantially constant in the part.
  • the rotary electric machine according to one aspect of the present invention includes the stator core according to any one of (1) to (8) above.
  • Non-oriented electrical steel sheets and steel materials have a chemical composition capable of causing a ferrite-austenite transformation (hereinafter, ⁇ - ⁇ transformation), C: 0.0100% or less, Si: 1.50% to 4.00%, sol. Al: 0.0001% to 1.0%, S: 0.0100% or less, N: 0.0100% or less, Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, Au One or more selected from the group : Total 2.50% to 5.00%, Sn: 0.000% to 0.400%, Sb: 0.000% to 0.400%, P: 0.000% to 0.400%, and One or more selected from the group consisting of Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd: Containing a total of 0.0000% to 0.0100%, the balance of Fe and impurities.
  • ⁇ - ⁇ transformation ferrite-austenite transformation
  • Al has a chemical composition consisting of. Furthermore, Mn, Ni, Co, Pt, Pb, Cu, Au, Si and sol.
  • the Al content satisfies a predetermined condition described later. Examples of impurities include those contained in raw materials such as ore and scrap, and those contained in the manufacturing process.
  • ⁇ C: 0.0100% or less ⁇ C increases iron loss and causes magnetic aging. Therefore, the lower the C content, the better. Such a phenomenon is remarkable when the C content exceeds 0.0100%. Therefore, the C content is set to 0.0100% or less.
  • the reduction of the C content also contributes to the uniform improvement of the magnetic properties in all directions in the plate surface.
  • the lower limit of the C content is not particularly limited, it is preferably 0.0005% or more in consideration of the cost of decarburization treatment at the time of refining.
  • Si 1.50% -4.00%
  • Si increases the electrical resistance, reduces the eddy current loss, reduces the iron loss, increases the yield ratio, and improves the punching workability to the iron core. If the Si content is less than 1.50%, these effects cannot be sufficiently obtained. Therefore, the Si content is 1.50% or more.
  • the Si content exceeds 4.00%, the magnetic flux density decreases, the punching workability decreases due to an excessive increase in hardness, and cold rolling becomes difficult. Therefore, the Si content is set to 4.00% or less.
  • sol. Al 0.0001% -1.0% >> sol. Al increases electrical resistance, reduces eddy current loss, and reduces iron loss. sol. Al also contributes to the improvement of the relative magnitude of the magnetic flux density B50 with respect to the saturation magnetic flux density.
  • the magnetic flux density B50 is the magnetic flux density when excited with a magnetic field strength of 5000 A / m. sol. If the Al content is less than 0.0001%, these effects cannot be sufficiently obtained. Al also has a desulfurization promoting effect in steelmaking. Therefore, sol. The Al content is 0.0001% or more. On the other hand, sol. When the Al content exceeds 1.0%, the magnetic flux density is lowered, the yield ratio is lowered, and the punching workability is lowered. Therefore, sol. The Al content is 1.0% or less.
  • S is not an essential element and is contained as an impurity in steel, for example. S inhibits recrystallization and grain growth during annealing due to the precipitation of fine MnS. Therefore, the lower the S content, the better. The increase in iron loss and the decrease in magnetic flux density due to the inhibition of recrystallization and grain growth are remarkable when the S content exceeds 0.0100%. Therefore, the S content is set to 0.0100% or less.
  • the lower limit of the S content is not particularly limited, it is preferably 0.0003% or more in consideration of the cost of desulfurization treatment at the time of refining.
  • N 0.0100% or less
  • the N content is 0.0100% or less.
  • the lower limit of the N content is not particularly limited, it is preferably 0.0010% or more in consideration of the cost of denitrification treatment at the time of refining.
  • the Mn content (mass%) is [Mn]
  • the Ni content (mass%) is [Ni]
  • the Co content (mass%) is [Co]
  • the Pt content (mass%) is [Pt].
  • Pb content (mass%) is [Pb]
  • Cu content (mass%) is [Cu]
  • Au content (mass%) is [Au]
  • Si content (mass%) is [Si]
  • sol. The Al content (% by mass) was changed to [sol. Al]
  • it is preferable that the following equation (1) is satisfied in terms of mass%. ([Mn] + [Ni] + [Co] + [Pt] + [Pb] + [Cu] + [Au])-([Si] + [sol.Al])> 0% ...
  • Sn 0.000% to 0.400%
  • Sb 0.000% to 0.400%
  • P 0.000% to 0.400%
  • Sn and Sb improve the texture after cold rolling and recrystallization, and improve the magnetic flux density thereof. Therefore, these elements may be contained if necessary, but if they are contained in an excessive amount, the steel is embrittled. Therefore, both the Sn content and the Sb content are set to 0.400% or less.
  • P may be contained in order to secure the hardness of the steel sheet after recrystallization, but if it is excessively contained, it causes embrittlement of the steel. Therefore, the P content is set to 0.400% or less.
  • 0.020% to 0.400% Sn, 0.020% to 0.400% Sb, and 0.020% to 0.400% It preferably contains at least one selected from the group consisting of% P.
  • Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn, and Cd 0.0000% to 0.0100% in total
  • Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn and Cd react with S in the molten steel during casting to form sulfides, acid sulfides or both precipitates.
  • Mg, Ca, Sr, Ba, Ce, La, Nd, Pr, Zn and Cd may be collectively referred to as "coarse precipitate-forming element".
  • the particle size of the precipitate of the coarse precipitate-forming element is about 1 ⁇ m to 2 ⁇ m, which is much larger than the particle size of fine precipitates such as MnS, TiN, and AlN (about 100 nm). Therefore, these fine precipitates adhere to the precipitates of the coarse precipitate-forming elements, and it becomes difficult to inhibit the recrystallization and the growth of crystal grains in the intermediate annealing.
  • the total amount of these elements is preferably 0.0005% or more. However, if the total amount of these elements exceeds 0.0100%, the total amount of sulfide, acid sulfide, or both of them becomes excessive, and recrystallization and grain growth in intermediate annealing are inhibited. Therefore, the total content of the coarse precipitate-forming element is 0.0100% or less.
  • the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment has a chemical composition capable of causing ⁇ - ⁇ transformation, and the structure is refined by quenching immediately after the finish rolling in hot rolling. As a result, ⁇ 100 ⁇ crystal grains become a grown structure.
  • the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment has an integrated strength of 5 to 30 in the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> direction, and the magnetic flux density B50 in the 45 ° direction with respect to the rolling direction is particularly high. In this way, the magnetic flux density increases in a specific direction, but an overall high magnetic flux density can be obtained on average in all directions.
  • the integrated strength in the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> orientation is less than 5
  • the integrated strength in the ⁇ 111 ⁇ ⁇ 112> orientation which reduces the magnetic flux density, increases, and the magnetic flux density decreases as a whole.
  • the manufacturing method in which the integrated strength in the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> orientation exceeds 30 there is a problem that the hot-rolled plate needs to be thickened, which makes the manufacturing difficult.
  • the accumulation intensity of the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> orientation can be measured by the X-ray diffraction method or the electron backscatter diffraction (EBSD) method. Since the reflection angles of X-rays and electron beams from the sample differ depending on the crystal orientation, the crystal orientation intensity can be obtained from the reflection intensity or the like with reference to the random orientation sample.
  • the integrated strength in the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> orientation of the suitable non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment is 5 to 30 in terms of the X-ray random strength ratio. At this time, the crystal orientation may be measured by EBSD and the value converted into the X-ray random intensity ratio may be used.
  • the thickness of the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment is 0.50 mm or less. If the thickness exceeds 0.50 mm, excellent high-frequency iron loss cannot be obtained. Therefore, the thickness is set to 0.50 mm or less.
  • the magnetic characteristics of the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment will be described.
  • the value of B50 which is the magnetic flux density of the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment.
  • the rolling direction means both one and the other.
  • the value of B50 in the rolling direction is B50L
  • the value of B50 in the direction tilted 45 ° from the rolling direction is B50D1
  • the value of B50 in the direction tilted 90 ° from the rolling direction is B50C
  • the value of B50 in the direction tilted 135 ° from the rolling direction is the value of B50 in the direction tilted 135 ° from the rolling direction.
  • the value is B50D2
  • the anisotropy of the magnetic flux density is observed, in which B50D1 and B50D2 are the highest and B50L and B50C are the lowest.
  • the rolling directions are 0 ° (one direction) and 180.
  • B50D1 has a B50 value of 45 ° and 225 °
  • B50D2 has a B50 value of 135 ° and 315 °
  • B50L has a B50 value of 0 ° and 180 °
  • B50C has a B50 value of 90 ° and 270 °.
  • the B50 value at 45 ° and the B50 value at 225 ° exactly match, and the B50 value at 135 ° and the B50 value at 315 ° exactly match.
  • B50D1 and B50D2 may not exactly match because it may not be easy to make the magnetic characteristics the same in actual manufacturing.
  • the B50 value at 0 ° and the B50 value at 180 ° are exactly the same, and the B50 value at 90 ° and the B50 value at 270 ° are exactly the same, while the B50L and B50C are exactly the same. It may not be.
  • the average values of B50D1 and B50D2 and the average values of B50L and B50C are used to satisfy the following equations (2) and (3). (B50D1 + B50D2) / 2> 1.7T ... (2) (B50D1 + B50D2) / 2> (B50L + B50C) / 2 ... (3)
  • the anisotropy of the magnetic flux density is higher than that of the equation (3) as shown in the following equation (4).
  • the anisotropy of the magnetic flux density is higher as shown in the following equation (5).
  • the average value of B50D1 and B50D2 is 1.8T or more.
  • 45 ° is a theoretical value, and it may not be easy to match it with 45 ° in actual manufacturing. Therefore, it is assumed that the value does not exactly match 45 °. This also applies to the 0 °, 90 °, 135 °, 180 °, 225 °, 270 °, and 315 °.
  • the magnetic flux density can be measured by cutting out a 55 mm square sample from the rolling direction such as 45 ° and 0 ° and using a single plate magnetic measuring device.
  • the steel material is heated and hot-rolled.
  • the steel material is, for example, a slab manufactured by ordinary continuous casting.
  • Rough rolling and finish rolling of hot rolling are performed at a temperature in the ⁇ region (Ar1 temperature or higher). That is, hot rolling is performed so that the finishing temperature of the finish rolling is Ar1 temperature or higher, the winding temperature is more than 250 ° C., and the winding temperature is 600 ° C. or lower.
  • the structure is refined by transforming austenite to ferrite by subsequent cooling. If cold rolling is subsequently performed in the finely divided state, overhang recrystallization (hereinafter referred to as bulging) is likely to occur, so that it is possible to easily grow ⁇ 100 ⁇ crystal grains that are normally difficult to grow.
  • the temperature (finishing temperature) when passing through the final pass of finish rolling is Ar1 temperature or more, and the winding temperature is more than 250 ° C. and 600 ° C. or less.
  • the crystal structure is refined by transforming austenite to ferrite. By refining the crystal structure in this way, it is possible to facilitate the occurrence of bulging through the subsequent cold rolling and intermediate annealing.
  • the hot-rolled sheet is wound without annealing, pickled, and then cold-rolled on the hot-rolled steel sheet.
  • the rolling reduction is preferably 80% to 95%. If the reduction rate is less than 80%, bulging is less likely to occur. If the rolling reduction ratio exceeds 95%, ⁇ 100 ⁇ crystal grains are likely to grow due to subsequent bulging, but the hot-rolled steel sheet must be thickened, which makes it difficult to wind the hot-rolled steel sheet and makes it difficult to operate. It will be easier.
  • the rolling reduction of cold rolling is more preferably 86% or more. When the rolling reduction of cold rolling is 86% or more, bulging is more likely to occur.
  • intermediate annealing is subsequently performed.
  • intermediate annealing is performed at a temperature that does not transform into austenite. That is, it is preferable that the intermediate annealing temperature is lower than the Ac1 temperature. By performing the intermediate annealing in this way, bulging occurs, and ⁇ 100 ⁇ crystal grains are likely to grow.
  • the intermediate annealing time is preferably 5 to 60 seconds.
  • the rolling reduction of skin pass rolling is preferably 5% to 25%. If the reduction rate is less than 5%, the amount of strain is too small, so that SIBM does not occur in the subsequent annealing, and the ⁇ 100 ⁇ ⁇ 011> crystal grains do not become large. On the other hand, when the reduction rate exceeds 25%, the amount of strain becomes too large, and recrystallized nucleation (hereinafter referred to as Nucleation) in which new crystal grains are generated from the ⁇ 111 ⁇ ⁇ 112> crystal grains occurs. In this nucleation, most of the grains produced are ⁇ 111 ⁇ ⁇ 112> crystal grains, so that the magnetic characteristics deteriorate.
  • finish annealing is performed to release distortion and improve workability.
  • the finish annealing is set to a temperature at which it does not transform into austenite, and the finish annealing temperature is set to less than the Ac1 temperature.
  • the time for the temperature to reach 600 ° C. to Ac1 temperature at the time of finish annealing is set to 1200 seconds or less. If this annealing time is too short, most of the distortion created by the skin pass remains, and warpage occurs when punching out complicated shapes. On the other hand, if the annealing time is too long, the crystal grains become too coarse, the sagging becomes large at the time of punching, and the punching accuracy cannot be obtained.
  • the non-oriented electrical steel sheet is molded to obtain the desired steel member. Then, in order to remove the strain and the like generated by the forming process (for example, punching) of the steel member made of the non-oriented electrical steel sheet, the steel member is subjected to strain relief annealing.
  • the strain-removing annealing temperature is set to, for example, about 800 ° C., and the strain-removing annealing time is about 2 hours. And.
  • the magnetic properties can be improved by strain relief annealing.
  • the high B50 of the above formula (1) and the above-mentioned B50 by mainly performing finish rolling at Ar1 temperature or higher in the hot rolling step.
  • the excellent anisotropy of Eq. (2) can be obtained.
  • by setting the rolling reduction ratio to about 10% in the skin pass rolling step more excellent anisotropy of the above formula (4) can be obtained.
  • the Ar1 temperature is obtained from the change in thermal expansion of the steel material (steel plate) being cooled at an average cooling rate of 1 ° C./sec.
  • the Ac1 temperature is obtained from the change in thermal expansion of the steel material (steel plate) being heated at an average heating rate of 1 ° C./sec.
  • the steel member made of the non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment can be manufactured.
  • non-oriented electrical steel sheet of the present embodiment will be specifically described with reference to examples.
  • the examples shown below are merely examples of non-oriented electrical steel sheets, and the non-oriented electrical steel sheets are not limited to the following examples.
  • the scale was removed from the hot-rolled steel sheet by pickling, and the hot-rolled steel sheet was rolled at the rolling reduction ratio after cold rolling shown in Table 1. Then, intermediate annealing was performed at 700 ° C. for 30 seconds in a non-oxidizing atmosphere. Then, it was rolled by the second cold rolling (skin pass rolling) reduction ratio shown in Table 1.
  • the scale was removed from the hot-rolled steel sheet by pickling, and cold rolling was performed until the sheet thickness became 0.385 mm. Then, intermediate annealing was performed in a non-oxidizing atmosphere, and the temperature of intermediate annealing was controlled so that the recrystallization rate was 85%. Then, the second cold rolling (skin pass rolling) was performed until the plate thickness became 0.35 mm.
  • the second cold rolling skin pass rolling
  • finish annealing was performed at 800 ° C. for 30 seconds to prepare a 55 mm square sample by shearing, and then at 800 ° C. for 2 hours.
  • Strain removal annealing was performed, and the magnetic flux density B50 and the iron loss W10 / 400 were measured.
  • the magnetic flux density B50 was measured in the same procedure as in the first embodiment.
  • the iron loss W10 / 400 was measured as an energy loss (W / kg) generated in the sample when an alternating magnetic field of 400 Hz was applied so that the maximum magnetic flux density was 1.0 T.
  • the iron loss was taken as the average value of the results measured at 0 °, 45 °, 90 °, and 135 ° with respect to the rolling direction.
  • No. 201-No. All 214 were invention examples, and all had good magnetic characteristics.
  • No. 202-No. 204 is No. 201
  • the magnetic flux density B50 is higher than that of 214
  • No. 205-No. 214 is No. 201-No.
  • the iron loss W10 / 400 was lower than that of 204.
  • the direction inclined by 45 ° from the rolling direction described in the description of ⁇ Example of electromagnetic steel sheet used for the split core> is referred to as an angle of 45 ° from the rolling direction as necessary, and is rolled.
  • the direction inclined by 135 ° from the direction is referred to as an angle of 135 ° from the rolling direction, if necessary.
  • the direction inclined by ⁇ ° from the rolling direction is referred to as a direction in which the angle formed with the rolling direction is ⁇ °, if necessary.
  • the direction inclined by ⁇ ° from the rolling direction and the direction formed by the angle formed with the rolling direction by ⁇ ° have the same meaning.
  • the above non-oriented electrical steel sheets were newly developed by the present inventors, and have the best magnetic properties in two directions where the angles from the rolling direction are 45 ° and 135 °.
  • the magnetic characteristics are the worst in the two directions where the angles from the rolling direction are 0 ° and 90 °.
  • the 45 ° and 135 ° are theoretical values, and it may not be easy to match them with 45 ° and 135 ° in actual manufacturing. Therefore, theoretically, if the directions in which the magnetic characteristics are the best are the two directions in which the angles from the rolling direction are 45 ° and 135 °, the actual non-oriented electrical steel sheet has the 45 ° and 135 °. ° shall include those that do not exactly match 45 ° and 135 °.
  • the electrical steel sheet shall be the non-oriented electrical steel sheet described in the section ⁇ Example of electrical steel sheet used for split core>. Further, in the following description, the fact that the length, direction, position, etc. are the same (match) is not only the case where they are (strictly) the same (match), but also within the range that does not deviate from the gist of the invention (for example).
  • an electric motor as a rotary electric machine specifically an AC electric motor, more specifically a synchronous electric motor, and even more specifically, a permanent magnet field type electric motor will be described as an example.
  • This type of electric motor is suitably used for, for example, an electric vehicle.
  • FIG. 1 is a diagram showing an example of the configuration of the rotary electric machine 10.
  • FIG. 1 is a view (plan view) of the rotary electric machine from a direction parallel to the axis of the rotary electric machine.
  • the XYZ coordinates shown in FIG. 1 indicate the relationship of orientation in the figure.
  • the rotary electric machine 10 includes a stator 20 and a rotor 50.
  • the stator 20 and rotor 50 are housed in a case (not shown). Further, the stator 20 is fixed to the case.
  • an inner rotor type in which the rotor 50 is located inside the stator 20 is adopted as the rotary electric machine 10.
  • the rotary electric machine 10 an outer rotor type in which the rotor 50 is located outside the stator 20 may be adopted. Further, in the present embodiment, the rotary electric machine 10 is a three-phase AC motor having 10 poles and 12 slots. However, the number of poles, the number of slots, the number of phases, etc. can be changed as appropriate.
  • the stator 20 includes a stator core 21 and a coil (not shown).
  • the axial direction of the stator core 21 (the direction along the central axis O of the stator core 21 (Z-axis direction)) will be referred to as an axial direction, if necessary.
  • the radial direction of the stator core 21 (the direction orthogonal to the central axis O of the stator core 21) is referred to as a radial direction, if necessary.
  • the circumferential direction of the stator core 21 (the direction of orbiting around the central axis O of the stator core 21) is referred to as a circumferential direction, if necessary.
  • the stator core 21 includes a plurality of divided cores 30. Specifically, the stator core 21 of the present embodiment is arranged in a circumferential direction, that is, a direction in which 12 divided cores 30 orbit around the central axis O.
  • the divided cores 30 of the present embodiment have the same shape and the same size.
  • Each divided core 30 has a teeth portion 31 and a core back portion 32.
  • the winding of the stator 20 is wound around the teeth portion 31.
  • the tooth portion 31 projects inward in the radial direction from the core back portion 32. That is, the teeth portion 31 projects toward the central axis O along the radial direction.
  • the teeth portions 31 are arranged at equal intervals in the circumferential direction. In the present embodiment, 12 tooth portions 31 are provided so as to have an angle of 30 ° about the central axis O of the stator core 21.
  • the windings of the stator 20 may be centrally wound or distributedly wound.
  • the core back portion 32 is formed in an arc shape. By arranging the plurality of divided cores 30 in the circumferential direction, the entire core back portion 32 is formed in an annular shape.
  • FIG. 2 is a diagram showing an example of the configuration of the split core 30.
  • FIG. 2 is an oblique view (perspective view) of one of the plurality of divided cores 30 included in the stator core 21.
  • the divided core 30 is formed by laminating core pieces 40 made of electrical steel sheets.
  • Each core piece 40 has a plate shape, and each has the same shape and the same size. By stacking the core pieces 40 in the same direction and in the plate thickness direction, the divided cores 30 have the same shape along the axial direction, that is, the central axis O.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of the configuration of the core piece 40.
  • FIG. 3 is a plan view of one of the plurality of core pieces 40 constituting the divided core 30 as viewed along the central axis O. As shown in FIG. 3, the core piece 40 has a teeth 41 and a core back 42.
  • the teeth 41 constitutes the teeth portion 31 of the divided core 30 by laminating the core pieces 40.
  • the teeth 41 has a teeth base 41a extending in the radial direction from the center of the core back 42 in the circumferential direction, and a flange 41b located at the tip of the teeth base 41a.
  • the flange portion 41b faces the rotor 50.
  • the core back 42 constitutes the core back portion 32 of the divided core 30 by stacking the core pieces 40.
  • the core back 42 has a convex portion 43a protruding in the circumferential direction at one end in the circumferential direction, and a concave portion 43b recessed in the circumferential direction at the other end in the circumferential direction.
  • the convex portion 43a and the concave portion 43b have shapes that are inverted from each other.
  • the radial direction of the teeth 41 and the extending direction of the core back 42 are orthogonal to each other.
  • the radial direction of the teeth 41 is a direction parallel to the plate surface of the teeth 41 and along a line passing through the center of the circumferential direction of the teeth 41, as shown by the alternate long and short dash line L1 in FIG.
  • the radial direction of the teeth 41 is parallel to the plate surface of the teeth 41, and the position P that bisects the length of the outer circumference of the core back 42 and the center of the circle on the outer circumference of the core back 42.
  • the direction is along the connecting line.
  • the extending direction of the core back 42 is a direction orthogonal to the radial direction of the teeth 41. That is, the extending direction of the core back 42 is a direction along the tangent line of the outer periphery of the core back 42 at the position P between the alternate long and short dash line L1 and the outer circumference of the core back 42, as shown by the alternate long and short dash line L2 in FIG. ..
  • the extending direction of the core back 42 is a direction along the tangent line of the outer circumference of the core back 42 at the position P that bisects the length of the outer circumference of the core back 42.
  • the rotor 50 is arranged radially inside the stator core 21.
  • the rotor 50 includes a rotor core 51, a plurality of permanent magnets 52, and a rotating shaft 60.
  • the rotor core 51 is arranged coaxially with the stator core 21.
  • the shape of the rotor core 51 is generally annular (annular).
  • the plurality of permanent magnets 52 are fixed to the rotor core 51.
  • five sets (10 in total) of permanent magnets 52 are provided so as to be spaced at an angle of 36 ° about the central axis O of the rotor core 51.
  • a rotating shaft 60 is arranged in the rotor core 51.
  • the rotating shaft 60 is fixed to the rotor core 51.
  • the surface magnet type motor is adopted as the permanent magnet field type motor, but the embedded magnet type motor may be adopted.
  • the core piece 40 for example, it is formed by punching an electromagnetic steel plate which is a rolled plate-shaped base material (hoop).
  • the electrical steel sheet is the electrical steel sheet described in the section ⁇ Example of electrical steel sheet used for split core>. Ratios of B50, W15 / 50, W15 / 100 to known non-oriented electrical steel sheets of the electrical steel sheets described in the section ⁇ Examples of electrical steel sheets used for split cores> (B50 ratio, W15 / 50 ratio, W15 / (100 ratio) is shown in Table 5. Each electrical steel sheet has a thickness of 0.25 [mm].
  • a non-oriented electrical steel sheet As a known non-oriented electrical steel sheet, a non-oriented electrical steel sheet having a W10 / 400 of 12.8 W / kg was used. W10 / 400 is an iron loss when the magnetic flux density is 1.0 T and the frequency is 400 Hz. Further, the known non-oriented electrical steel sheet has excellent magnetic properties only in the rolling direction.
  • the electrical steel sheet described in the section ⁇ Example of electrical steel sheet used for split core> is also referred to as a development material, if necessary. Further, a known non-oriented electrical steel sheet is also referred to as a conventional material, if necessary.
  • B50 is the magnetic flux density when excited with a magnetic field strength of 5000 [A / m]
  • W15 / 100 is the magnetic flux density when the magnetic flux density is 1.5 [T] and the frequency is 100 [Hz].
  • It is an iron loss.
  • the magnetic flux density and the iron loss were measured by the method described in JIS C 2556: 2015.
  • the average value for each angle ⁇ the average value for each angle from the rolling direction of the conventional material) is shown.
  • the values in Table 5 are relative values (dimensionless quantities).
  • the developed material B50 is 5.1 [%] larger than the conventional material B50.
  • the developed material W15 / 50 is 12.0 [%] smaller than the conventional material W15 / 50.
  • the developed material W15 / 100 is 13.5 [%] smaller than the conventional material W15 / 100.
  • the developed material has a larger B50 and a smaller iron loss than the conventional material.
  • FIG. 4 is a graph showing an example of the relationship between the B50 ratio and the angle from the rolling direction.
  • FIG. 5 is a graph showing an example of the relationship between the W15 / 50 ratio and the angle from the rolling direction.
  • FIG. 6 is a graph showing an example of the relationship between the W15 / 100 ratio and the angle from the rolling direction.
  • FIG. 7 is a diagram showing an example of the relationship between the rolling direction RD and the direction having the best magnetic characteristics. In the following description, the direction in which the magnetic characteristics are the best is referred to as an easy magnetization direction, if necessary. In FIG. 7, assuming that the counterclockwise angle is a positive angle and the rolling direction RD is 0 °, the easy magnetization directions are ED1 and ED2. The magnetic properties of the four regions from the rolling direction RD to the direction in which the smaller angle from the rolling direction RD is 90 ° (the direction indicated by the broken line in FIG. 7) have a theoretically symmetrical relationship. Have.
  • the B50 ratio, W15 / 50 ratio, and W15 / 100 ratio shown in FIGS. 4, 5, and 6 are values standardized by the average value for each angle from the rolling direction of the conventional material, as in Table 5. is there. That is, the values of the B50 ratio, the W15 / 50 ratio, and the W15 / 100 ratio shown in FIGS. 4, 5, and 6 are relative values (dimensionless quantities).
  • the B50 ratio in the developed material, the B50 ratio is the largest when the angle from the rolling direction is 45 °, and the B50 ratio becomes smaller as the angle from the rolling direction approaches 0 ° and 90 °.
  • the B50 ratio is the smallest when the angle from the rolling direction is 45 °.
  • the W15 / 50 ratio and the W15 / 100 ratio are the largest when the angle from the rolling direction is 45 °, and the angles approach 0 ° and 90 ° from the rolling direction.
  • the W15 / 50 ratio and the W15 / 100 ratio become smaller.
  • the W15 / 50 ratio and the W15 / 100 ratio become large when the angle from the rolling direction is 45 ° to 90 °.
  • the developed material has the best magnetic properties in the direction of 45 ° from the rolling direction (easy magnetization direction ED1) and 135 ° from the rolling direction (easy magnetization direction ED2).
  • the magnetic characteristics are the worst in the direction of 0 ° from the rolling direction (rolling direction RD) and in the direction of 90 ° from the rolling direction (direction orthogonal to the rolling direction RD).
  • the present inventors have improved the magnetic characteristics of the entire stator core by generating core pieces from a developed material having better magnetic characteristics than conventional materials and manufacturing a stator core having a split core in which the generated core pieces are laminated. I was inspired by what I can do. Further, in the developed material, the directions in which the magnetic characteristics are excellent are the directions of angles 45 ° and 135 ° from the rolling direction, and the directions in which the magnetic characteristics are excellent are orthogonal to each other. On the other hand, in the core piece, the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back are orthogonal to each other. Therefore, the present inventors have conceived that the core piece can be generated by matching the direction in which the developed material has excellent magnetic properties with the radial direction of the tooth and the extending direction of the core back.
  • the core piece has the radial direction of the teeth along the angle of 45 ° from the rolling direction of the developed material, and the extending direction of the core back is the angle of 135 ° from the rolling direction of the developed material. It is configured to follow the direction of.
  • the core piece should have the radial direction of the teeth along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction of the developed material, and the extending direction of the core back along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction of the developed material. It is composed of.
  • the stator core 21 is mainly manufactured by a core piece generation step, a split core generation step, and a stator core generation step.
  • FIG. 8 is a diagram for explaining a die for punching the developed material.
  • FIG. 8 is a schematic view (plan view) seen from a direction orthogonal to the plate surface of the developed material 80. Note that FIG. 8 shows the rolling direction RD and the direction in which the magnetic characteristics are excellent (ED1, ED2) corresponding to the developed material 80.
  • the developed material 80 has a strip shape with the rolling direction RD as the longitudinal direction.
  • the developed material 80 is conveyed along the longitudinal direction by the conveying device. Therefore, in the example shown in FIG. 8, the rolling direction RD and the direction conveyed by the conveying device are the same. Pilot holes 81 are provided at both ends of the developed material 80 in the width direction at intervals in the longitudinal direction.
  • the transport device inserts a pilot into the pilot hole 81 and transports the developed material 80 for a certain distance.
  • the press device punches the conveyed development material 80 using a die having a punch and a die to generate a core piece 40.
  • a plurality of core pieces 40 having the same shape and the same size are generated by one punching by a pressing device.
  • the press device punches the developed material 80 so that both the radial direction of the teeth of the core piece 40 and the extending direction of the core back are in the direction in which the magnetic characteristics of the developed material 80 are excellent.
  • the radial direction (dotted chain line L1) of the teeth of the core piece 40 is along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction of the developed material 80. It is set (along the easy magnetization direction ED1). Since the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back of the core piece 40 are orthogonal to each other, the radial direction of the teeth follows the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction of the developed material 80 to form the core back.
  • the extending direction is set so as to be along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction of the developed material 80 (to be along the easy magnetization direction ED2).
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction
  • the extending direction of the core back is along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction.
  • all the core pieces 40 punched by the press device have the same orientation. Therefore, for all the core pieces 40 to be punched, the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction, and the extending direction of the core back is along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction. ..
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction
  • the extending direction of the core back is an angle of 45 ° from the rolling direction. It may be a die punched along the direction of.
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction
  • the extending direction of the core back is the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction.
  • the die may be punched so that the core piece 40 shown by the solid line in FIG. 8 is rotated by 180 °.
  • the punched core piece 40C has the radial direction of the teeth along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction, similar to the core piece 40 shown by the solid line in FIG. Is along the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction.
  • FIG. 8 shows a die for punching four core pieces 40 in a straight line along the width direction of the developed material 80, but the present invention is not limited to this case, and five or more or three or less core pieces 40 are punched out. It may be a die, or it may be a die that is punched in a staggered pattern with respect to a straight line. Further, it may be a die for punching two or more core pieces 40, 40A to 40C having different orientations shown in FIG. 8 at a time.
  • the core pieces 40 are laminated to generate the split core 30.
  • the plurality of core pieces 40 punched by the press device are all aligned so as to have the same orientation, and then the plate surfaces are connected and laminated so as to be in contact with each other.
  • the plate surfaces of the core pieces 40 can be bonded to each other with an adhesive, and the core pieces 40 can be connected by crimping or welding in the stacking direction.
  • the number of core pieces 40 to be stacked is changed according to the specifications or size of the stator core 21 to be manufactured. Further, when the stator core 21 of the present embodiment is manufactured, 12 divided cores 30 are generated for each stator core 21.
  • the core piece 40 has excellent magnetic characteristics in both the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back, and the split core 30 has all the core pieces 40. They are aligned and stacked so that they have the same orientation. Therefore, the divided core 30 in which the core pieces 40 are laminated can improve the magnetic characteristics of the teeth portion 31 and the core back portion 32.
  • stator core generation process In the stator core generation step, the divided cores 30 are arranged and connected in the circumferential direction to generate the stator core 21. Specifically, the core back portions 32 of the plurality of divided cores 30 generated in the divided core generation step are arranged so as to form an annular shape. At this time, the convex portion 43a and the concave portion 43b of each core piece 40 are positioned so as to fit each other between the adjacent divided cores 30. In order to connect the divided cores 30, the core back portions 32 of the adjacent divided cores 30 can be connected by being bonded or welded with an adhesive. Further, in the case of manufacturing the stator core 21 of the present embodiment, 12 divided cores 30 are arranged and connected in the circumferential direction. The stator core 21 can be manufactured by the above steps. When the stator 20 is manufactured or the rotary electric machine 10 is manufactured by using the manufactured stator core 21, a known manufacturing method can be used.
  • Example> the magnetic characteristics between the split core using the core piece generated from the developed material and the divided core using the core piece generated from the conventional material were compared.
  • a sample of a split core was generated by laminating the core pieces produced by punching the developed material.
  • a split core using the core piece of the developed material in this way is referred to as a split core of the invention example.
  • the core piece obtained by punching the developed material is referred to as the core piece of the invention example.
  • the split core of the invention example was produced by the method described in the above-mentioned ⁇ Method for manufacturing stator core>.
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 45 ° from the rolling direction of the developed material
  • the extending direction of the core back is the direction of an angle of 135 ° from the rolling direction of the developed material.
  • a sample of a split core was produced by laminating core pieces produced by punching a conventional material.
  • a split core using a core piece of a conventional material in this way is referred to as a split core of a comparative example.
  • a core piece obtained by punching a conventional material is referred to as a core piece of a comparative example.
  • the split core of the comparative example was produced by the method described in the above-mentioned ⁇ Method for manufacturing the stator core>.
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 0 ° from the rolling direction of the conventional material
  • the extending direction of the core back is the direction of an angle of 90 ° from the rolling direction of the conventional material.
  • the divided core of the invention example and the divided core of the comparative example have the following specifications. Outer diameter of stator core: 77.0 [mm], inner diameter of stator core: 40.0 [mm], height (stack thickness) of stator core: 45.0 [mm], thickness of core piece (electromagnetic steel plate): 0. 25 [mm], number of poles: 10, number of slots: 12
  • Table 6 shows the ratio of the magnetic flux densities when excited with B50, that is, the magnetic field strength of 5000 [A / m]. ..
  • the magnetic flux density of the split core of the comparative example was 1.000
  • the magnetic flux density of the split core of the invention example was 1.042.
  • the B50 of the divided core of the invention example is 4.2 [%] larger than the B50 of the divided core of the comparative example. In this way, it was confirmed that the split core using the core piece generated from the developed material has a higher magnetic flux density and improved magnetic characteristics than the split core using the core piece generated from the conventional material. ..
  • stator core of the invention example By arranging the divided cores of the invention example having a large magnetic flux density in the circumferential direction to manufacture a stator core (referred to as the stator core of the invention example), the stator cores manufactured by arranging the divided cores of the comparative example in the circumferential direction (referred to as the stator core of the invention example).
  • the magnetic flux density of the entire stator core can be increased and the magnetic characteristics can be improved as compared with the stator core of the comparative example).
  • the torque can be improved as compared with the rotary electric machine to which the stator core of the comparative example is applied.
  • the rotating electric machine to which the stator core of the invention example is applied outputs the same torque as the rotating electric machine to which the stator core of the comparative example is applied, the current flowing through the winding wound around the stator core of the invention example can be reduced. Copper loss can be reduced from the above.
  • the magnetic properties of the entire stator core provided with the split core can be improved by using the electromagnetic steel sheet of the developed material having excellent magnetic properties for the core pieces constituting the split core. it can.
  • both the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back are directions in which the magnetic characteristics of the electromagnetic steel sheet of the developed material are excellent. Therefore, the magnetic characteristics of the entire stator core can be further improved.
  • the superiority of the developed material as compared with the case where the conventional material is a non-oriented electrical steel sheet has been explained, but the developed material has an advantage as compared with the case where the conventional material is a bidirectional electromagnetic steel sheet. doing. Specifically, the manufacturing cost of the developed material can be reduced as compared with the case where the conventional material is a bidirectional electromagnetic steel sheet. In addition, since the grain size of the steel sheet structure of the developed material is smaller than that of the conventional material using a bidirectional electromagnetic steel sheet, iron loss under high frequency conditions when core pieces are laminated to form a split core is caused. It can be suppressed.
  • both the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back are along the direction in which the magnetic properties of the electromagnetic steel sheet of the developed material are excellent.
  • the case is not limited to this case.
  • both the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back are the magnetic characteristics of the electromagnetic steel sheet of the developed material. The case where it is sufficient to follow the excellent direction will be described.
  • the stator core of this modified example is a split core composed of core pieces in which both the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back are along the direction in which the magnetic properties of the electromagnetic steel sheet of the developed material are excellent. And a split core composed of core pieces in which the radial direction of the teeth or the extending direction of the core back does not follow the direction in which the magnetic properties of the electromagnetic steel sheet of the developed material are excellent are mixed.
  • the stator core in which different types of divided cores coexist in this way a portion having good magnetic characteristics and a portion having poor magnetic characteristics occur, the distribution of the magnetic characteristics of the stator core varies, and the iron loss becomes large.
  • the width of the teeth portion along the direction with excellent magnetic characteristics in the radial direction and the width of the teeth portion whose radial direction does not follow the direction with excellent magnetic characteristics The stator core is configured so that it is narrower than the width. Further, in this modification, when different types of split cores are mixed, the product of the width of the teeth portion of the split core and the magnetic flux density of the teeth portion when excited with a predetermined magnetic field strength is all.
  • the stator core is configured so as to be substantially constant at each tooth portion of the divided core.
  • FIG. 9 is a diagram for explaining the width of the teeth portion.
  • FIG. 9A is an example of the teeth portion 31A parallel to the radial direction. In this example, the teeth portion 31A itself is parallel along the radial direction.
  • FIG. 9B is an example of the teeth portion 31B in which the slots are parallel in the radial direction. In this example, the slots located between the tooth portions 31B adjacent to each other in the circumferential direction are parallel along the radial direction.
  • the width of the teeth portion is the length in the circumferential direction of the stator core at the center position of the teeth straight line region.
  • the teeth straight line region is the longest straight line region of the straight lines forming the end of the teeth portion in the circumferential direction of the stator core in the cross section of the stator core when cut in the direction perpendicular to the axis of the stator core. It is obtained for each of the two ends of the teeth portion in.
  • the straight line connecting the positions 311 and 312 and the straight line connecting the positions 313 and 314 are the teeth straight line regions.
  • the central position of the teeth straight line region is positions 321 and 322. Therefore, the width of the teeth portion 31A shown in FIG. 9A is the distance TW between the position 321 and the position 322.
  • the straight line connecting the positions 315 and 316 and the straight line connecting the positions 317 and 318 are the teeth straight line regions.
  • the central position of the teeth straight line region is positions 323 and 324. Therefore, the width of the teeth portion 31B shown in FIG. 9B is the distance TW between the position 323 and the position 324.
  • the width of the teeth portion 31A is constant regardless of any location in the radial direction in the teeth straight line region.
  • the slots are an example of the teeth portion 31B parallel to each other in the radial direction, the actual width of the teeth portion 31B depends on any position in the radial direction in the teeth straight line region. Therefore, the width of the teeth portion 31B is set to the distance TW between the above-mentioned position 323 and the position 324 as a representative value.
  • the divided core can be generated in which the radial direction of the teeth portion is along the direction in which the magnetic characteristics are excellent, by the method described in the section ⁇ Method for manufacturing the stator core>.
  • a split core is generated in which the radial direction of the teeth portion does not follow the direction in which the magnetic characteristics are excellent.
  • the same contents as those described in the above-mentioned ⁇ Method for manufacturing stator core> will be omitted as appropriate.
  • FIG. 10 is a diagram for explaining a die for punching a developed material.
  • the development material 80 shown in FIG. 10 is the same electrical steel sheet as the development material 80 shown in FIG. In FIG. 10, the rolling direction RD and the direction in which the magnetic characteristics are excellent (ED1, ED2) are shown corresponding to the developed material 80.
  • the press device punches the developed material 80 so that neither the radial direction of the teeth of the core piece 90 nor the extending direction of the core back is in the direction in which the magnetic characteristics of the developed material 80 are excellent.
  • the radial direction of the teeth of the core piece 90 (dotted chain line L1) is along the direction of an angle of 0 ° from the rolling direction of the developed material 80.
  • the radial direction of the teeth and the extending direction of the core back of the core piece 90 are orthogonal to each other, the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 0 ° from the rolling direction of the developed material 80, so that the core back can be formed.
  • the extending direction is set so as to follow the direction of the developed material 80 at an angle of 90 ° from the rolling direction.
  • the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 0 ° from the rolling direction
  • the extending direction of the core back is along the direction of an angle of 90 ° from the rolling direction.
  • all the core pieces 90 punched by the press device have the same radial direction of the teeth. Therefore, for all the core pieces 90 to be punched, the radial direction of the teeth is along the direction of an angle of 0 ° from the rolling direction, and the extending direction of the core back is along the direction of an angle of 90 ° from the rolling direction. ..
  • the plurality of punched core pieces 90 are aligned so as to have the same orientation, and then connected and laminated so that the plate surfaces are in contact with each other, so that the radial direction of the teeth portion is the direction in which the magnetic characteristics are excellent. It is possible to generate a split core that does not follow.
  • the core piece 90 shown in FIG. 10 and the core piece 40 shown in FIG. 8 are set so that the widths of the teeth are different from each other.
  • the width of the teeth of the core piece 90 shown in FIG. 10 is set to be wider than the width of the teeth of the core piece 40 shown in FIG.
  • the width of the teeth of the core piece 40 shown in FIG. 8 is set to be narrower than the width of the teeth of the core piece 90 shown in FIG.
  • the width of the teeth portion along the line can be configured to be narrower in the radial direction than the width of the teeth portion not along the direction in which the magnetic characteristics are excellent.
  • the product of the width of the teeth portion of the split core and the magnetic flux density of the teeth portion when excited by a predetermined magnetic field strength is all.
  • the stator core is configured so as to be substantially constant at each tooth portion of the divided core.
  • the average magnetic flux density of the teeth parts when operated under predetermined operating conditions is analyzed.
  • the average magnetic flux density of the teeth portion is a value obtained by averaging the maximum values of the magnetic flux densities at each location in each teeth portion.
  • the average magnetic flux density can be derived by performing electromagnetic field analysis (numerical analysis) based on Maxwell's equations, or by measuring the induced voltage using a search coil in the manufactured stator core and integrating the induced voltage.
  • the strength H [A / m] of the average magnetic field of the teeth portion is calculated from the average magnetic flux density of the teeth portion.
  • the strength of the average magnetic field of the teeth portion can be calculated based on the relative magnetic permeability of the developed material.
  • the magnetic flux density B [T] of the teeth portion for each angle from the rolling direction when excited by the strength of the average magnetic field of the teeth portion is calculated based on the material characteristics of the developed material A.
  • the magnetic flux density of the teeth portion for each angle from the rolling direction can be derived from the BH characteristics of the developed material at the angle from the rolling direction.
  • the magnetic flux density of the teeth portion at an angle of 45 ° from the rolling direction is calculated.
  • the magnetic flux density of the teeth portion at an angle of 0 ° from the rolling direction is calculated.
  • the developed material has the largest B50 ratio when the angle from the rolling direction is 45 °, and the B50 ratio decreases as the angle from the rolling direction approaches 0 ° and 90 °. Therefore, the magnetic flux density of the teeth portion at an angle of 45 ° from the rolling direction is calculated to be large, and the magnetic flux density of the teeth portion at an angle of 0 ° from the rolling direction is calculated to be small.
  • the optimum width of the teeth portion is determined for each angle from the rolling direction. Specifically, based on the calculated magnetic flux density of the teeth portion for each angle from the rolling direction, the teeth portion is such that the product of the width of the teeth portion and the magnetic flux density of the teeth portion is substantially constant in each teeth portion. Determine the width of. Therefore, the width of the teeth portion is calculated to be narrow in the divided core in which the core pieces 40 shown in FIG. 8 are laminated, and the width of the teeth portion is calculated to be wide in the divided core in which the core pieces 90 shown in FIG. 10 are laminated.
  • a die for punching the core piece 40 shown in FIG. 8 and a die for punching the core piece 90 shown in FIG. 10 are designed so as to have the optimum width of the teeth portion determined in this way.
  • the development material is punched out for each designed die to generate a core piece 40 and a core piece 90, respectively.
  • the stator core By forming the stator core by mixing the divided core in which the core pieces 40 shown in FIG. 8 are laminated and the divided core in which the core pieces 90 shown in FIG. 10 are laminated, the width of the teeth portion of the divided core and the predetermined width are determined.
  • the stator core can be configured so that the product with the magnetic flux density of the teeth portion when excited by the strength of the magnetic field is substantially constant at each teeth portion of all the divided cores.
  • the product of the width of the teeth portion of the split core and the magnetic flux density of the teeth portion when excited with a predetermined magnetic field strength is determined.
  • the stator core is configured so as to be substantially constant at each tooth portion of all the divided cores. Therefore, even in the stator core in which different types of divided cores are mixed, the variation in the magnetic flux density can be reduced and the iron loss can be suppressed.
  • the term “substantially constant” is not limited to the case where it is completely constant, and includes a range in which iron loss can be suppressed more substantially than in the comparative example.
  • substantially constant means that the difference between the maximum value and the minimum value of the product of the width of the teeth portion and the magnetic flux density of the teeth portion is within the range of ⁇ 5%.
  • the product of the width of the teeth portion and the magnetic flux density of the teeth portion is 1.5 [T]
  • the product of the width of the teeth portion and the magnetic flux density of the teeth portion in each teeth portion is 1.425 [T] to It is within the range of 1.575 [T] (within the range of ⁇ 5%).
  • the predetermined operating condition can be appropriately selected. ..
  • the operating condition having the highest ratio of the operating time among the plurality of assumed operating conditions may be set as a predetermined operating condition.
  • the optimum width of the determined teeth may be further weighted based on the ratio of the operating time for each of a plurality of operating conditions.
  • the stator core in which two types of divided cores are mixed has been described, but the present invention is not limited to this case, and can be applied to a stator core in which three or more types of divided cores are mixed.
  • Rotating electric machine 21 Stator core 30: Split core 31: Teeth part 32: Core back part 40: Core piece 41: Teeth 42: Core back 50: Rotor 51: Rotor core 52: Permanent magnet 60: Rotating shaft

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Abstract

本発明は、複数の分割コア（３０）を備えたステータコア（２１）であって、複数の分割コア（３０）は、電磁鋼板からなるコア片（４０）を積層して構成され、電磁鋼板は、所定の電磁鋼板であり、複数の分割コア（３０）のうち少なくとも１つの分割コア（３０）のコア片（４０）は、ティース（４１）の径方向およびコアバック（４２）の延在方向の何れもが、電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っている。

Description

ステータコアおよび回転電機
　本発明は、ステータコアおよび回転電機に関するものである。特に、複数の分割コアを備えるステータコアに用いて好適なものである。
　本願は、２０１９年１１月１５日に、日本に出願された特願２０１９－２０６６４８号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　回転電機のステータコア（鉄心）として複数の分割コアを周方向に沿って配列したものが知られている。
　特許文献１には、モータの鉄心が分割面により積層鉄心個片に分割されており、積層鉄心個片が一方向性電磁鋼板または二方向性電磁鋼板で構成されている。積層鉄心個片には絶縁部を介して巻線が巻かれ、積層鉄心個片ごとに磁化容易方向を決めて積層されていることが開示されている。このようなモータによれば、積層鉄心個片内を通る磁束は常に方向性電磁鋼板の磁化容易方向に流れ、また回転時の極歯や空隙内に流れる磁束の方向の変化が小さくなることで、鉄損、励磁電流、コギングトルク、誘起電圧の歪みやトルクリップルが低減できる。
　特許文献２には、固定子が径方向に延びるティース部を有する複数の積層鉄心を周方向に配列した固定子鉄心を有するモータが開示されている。積層鉄心は、板厚方向に積層された板状の複数の鉄心片を有する。鉄心片は、無方向性電磁鋼板からなり、鉄心片の圧延方向は、径方向に対して傾きを有している。また、積層鉄心は、傾きが同じ鉄心片を積層されてなり、周方向に隣り合う少なくとも一対の積層鉄心は、傾きが互いに逆であることが開示されている。このようなモータによれば、コギングトルクおよびトルクリップルを低減できる。
日本国特開平８－４７１８５号公報 国際公開第２０１７／０９０５７１号
　しかしながら、特許文献１および特許文献２の何れについても電磁鋼板についての検討がなされていない。このため、従来の複数の分割コアを備えたステータコアには、磁気特性を向上させることについて改善の余地がある。
　本発明は、複数の分割コアを備えたステータコアの磁気特性を向上させることを目的とする。
　上記課題を解決するために、本発明は以下の構成を採用する。
　（１）本発明の一態様に係るステータコアは、複数の分割コアを備えたステータコアであって、前記複数の分割コアは、電磁鋼板からなるコア片を積層して構成され、前記電磁鋼板は、質量％で、Ｃ：０．０１００％以下、Ｓｉ：１．５０％～４．００％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０００１％～１．０％、Ｓ：０．０１００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｐｔ、Ｐｂ、Ｃｕ、Ａｕからなる群から選ばれる１種以上：総計で２．５０％～５．００％、Ｓｎ：０．０００％～０．４００％、Ｓｂ：０．０００％～０．４００％、Ｐ：０．０００％～０．４００％、およびＭｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、Ｚｎ、およびＣｄからなる群から選ばれる１種以上：総計で０．００００％～０．０１００％を含有し、Ｍｎ含有量（質量％）を［Ｍｎ］、Ｎｉ含有量（質量％）を［Ｎｉ］、Ｃｏ含有量（質量％）を［Ｃｏ］、Ｐｔ含有量（質量％）を［Ｐｔ］、Ｐｂ含有量（質量％）を［Ｐｂ］、Ｃｕ含有量（質量％）を［Ｃｕ］、Ａｕ含有量（質量％）を［Ａｕ］、Ｓｉ含有量（質量％）を［Ｓｉ］、ｓｏｌ．Ａｌ含有量（質量％）を［ｓｏｌ．Ａｌ］としたときに、以下の（１）式を満たし、残部がＦｅおよび不純物からなる化学組成を有し、圧延方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｌ、圧延方向から４５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ１、圧延方向から９０°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｃ、圧延方向から１３５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ２としたときに、以下の（２）式且つ（３）式を満たし、｛１００｝＜０１１＞のＸ線ランダム強度比が５以上３０未満であり、板厚が０．５０ｍｍ以下であり、前記複数の分割コアのうち少なくとも１つの分割コアのコア片は、ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、前記電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っている。
　（［Ｍｎ］＋［Ｎｉ］＋［Ｃｏ］＋［Ｐｔ］＋［Ｐｂ］＋［Ｃｕ］＋［Ａｕ］）－（［Ｓｉ］＋［ｓｏｌ．Ａｌ］）＞０％　　　・・・（１）
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．７Ｔ　　　　　　　　　・・・（２）
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（３）
　ここで、磁束密度Ｂ５０とは、磁界の強さ５０００Ａ／ｍで励磁したときの磁束密度である。
　（２）上記（１）に記載のステータコアは、以下の（４）式を満たしてよい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．１×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（４）
　（３）上記（１）に記載のステータコアは、以下の（５）式を満たしてよい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．２×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（５）
　（４）上記（１）に記載のステータコアは、以下の（６）式を満たしてよい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．８Ｔ　　　　　　　　　・・・（６）
　（５）上記（１）に記載のステータコアでは、前記電磁鋼板は、前記磁気特性の優れた方向が前記電磁鋼板の圧延方向からの角度４５°および１３５°の方向であり、前記ティースの径方向が、前記圧延方向からの角度４５°および１３５°のうち何れか一方の方向に沿っており、前記コアバックの延在方向が、前記圧延方向からの角度４５°および１３５°のうち何れか他方の方向に沿っていてよい。
　（６）上記（１）から（５）の何れか１項に記載のステータコアでは、前記複数の分割コアは、全ての分割コアのコア片において、前記ティースの径方向および前記コアバックの延在方向の何れもが、前記電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていてよい。
　（７）上記（１）から（５）の何れか１項に記載のステータコアでは、前記複数の分割コアは、それぞれティース部を有し、複数のティース部のうち、磁気特性の優れた方向に沿ったティース部の幅が、磁気特性の優れた方向に沿っていないティース部の幅よりも狭くてよい。
　（８）上記（７）に記載のステータコアでは、前記ティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときの前記ティース部の磁束密度との積が、前記複数の分割コアの各ティース部で略一定であってよい。
　（９）本発明の一態様に係る回転電機は、上記（１）から（８）の何れか１項に記載のステータコアを備える。
　本発明の上記態様によれば、複数の分割コアを備えたステータコアの磁気特性を向上させることができる。
回転電機の構成の一例を示す図である。 分割コアの構成の一例を示す図である。 コア片の構成の一例を示す図である。 Ｂ５０比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。 Ｗ１５／５０比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。 Ｗ１５／１００比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。 圧延方向と、磁気特性が最も優れる方向との関係の一例を示す図である。 本発明の一実施形態に係る金型を説明するための図である。 ティース部の幅を説明するための図である。 変形例に係る金型を説明するための図である。
＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞
　まず、後述する実施形態の分割コアに使用する電磁鋼板について説明する。
　ここでは、実施形態の分割コアに使用する電磁鋼板の一例である本実施形態の無方向性電磁鋼板およびその製造方法で用いられる鋼材の化学組成について説明する。以下の説明において、本実施形態の無方向性電磁鋼板または鋼材に含まれる各元素の含有量の単位である「％」は、特に断りがない限り「質量％」を意味する。また、「～」を挟んで記載する数値限定範囲には、下限値および上限値がその範囲に含まれる。「未満」または「超」と示す数値には、その値が数値範囲に含まれない。無方向性電磁鋼板および鋼材は、フェライト－オーステナイト変態（以下、α－γ変態）が生じ得る化学組成であって、Ｃ：０．０１００％以下、Ｓｉ：１．５０％～４．００％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０００１％～１．０％、Ｓ：０．０１００％以下、Ｎ：０．０１００％以下、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｐｔ、Ｐｂ、Ｃｕ、Ａｕからなる群から選ばれる１種以上：総計で２．５０％～５．００％、Ｓｎ：０．０００％～０．４００％、Ｓｂ：０．０００％～０．４００％、Ｐ：０．０００％～０．４００％、およびＭｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、Ｚｎ、およびＣｄからなる群から選ばれる１種以上：総計で０．００００％～０．０１００％を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる化学組成を有する。更に、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｐｔ、Ｐｂ、Ｃｕ、Ａｕ、Ｓｉおよびｓｏｌ．Ａｌの含有量が後述する所定の条件を満たす。不純物としては、鉱石やスクラップ等の原材料に含まれるもの、製造工程において含まれるもの、が例示される。
　<<Ｃ：０．０１００％以下>>
　Ｃは、鉄損を高めたり、磁気時効を引き起こしたりする。したがって、Ｃ含有量は低ければ低いほどよい。このような現象は、Ｃ含有量が０．０１００％超で顕著である。このため、Ｃ含有量は０．０１００％以下とする。Ｃ含有量の低減は、板面内の全方向における磁気特性の均一な向上にも寄与する。尚、Ｃ含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱炭処理のコストを踏まえ、０．０００５％以上とすることが好ましい。
　<<Ｓｉ：１．５０％～４．００％>>
　Ｓｉは、電気抵抗を増大させて、渦電流損を減少させ、鉄損を低減したり、降伏比を増大させて、鉄心への打ち抜き加工性を向上したりする。Ｓｉ含有量が１．５０％未満では、これらの作用効果を十分に得られない。したがって、Ｓｉ含有量は１．５０％以上とする。一方、Ｓｉ含有量が４．００％超では、磁束密度が低下したり、硬度の過度な上昇により打ち抜き加工性が低下したり、冷間圧延が困難になったりする。したがって、Ｓｉ含有量は４．００％以下とする。
　<<ｓｏｌ．Ａｌ：０．０００１％～１．０％>>
　ｓｏｌ．Ａｌは、電気抵抗を増大させて、渦電流損を減少させ、鉄損を低減する。ｓｏｌ．Ａｌは、飽和磁束密度に対する磁束密度Ｂ５０の相対的な大きさの向上にも寄与する。ここで、磁束密度Ｂ５０とは、磁界の強さ５０００Ａ／ｍで励磁したときの磁束密度である。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が０．０００１％未満では、これらの作用効果を十分に得られない。また、Ａｌには製鋼での脱硫促進効果もある。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．０００１％以上とする。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が１．０％超では、磁束密度が低下したり、降伏比を低下させて、打ち抜き加工性を低下させたりする。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は１．０％以下とする。
　<<Ｓ：０．０１００％以下>>
　Ｓは、必須元素ではなく、例えば鋼中に不純物として含有される。Ｓは、微細なＭｎＳの析出により、焼鈍における再結晶および結晶粒の成長を阻害する。したがって、Ｓ含有量は低ければ低いほどよい。このような再結晶および結晶粒成長の阻害による鉄損の増加および磁束密度の低下は、Ｓ含有量が０．０１００％超で顕著である。このため、Ｓ含有量は０．０１００％以下とする。尚、Ｓ含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱硫処理のコストを踏まえ、０．０００３％以上とすることが好ましい。
　<<Ｎ：０．０１００％以下>>
　ＮはＣと同様に、磁気特性を劣化させるので、Ｎ含有量は低ければ低いほどよい。したがって、Ｎ含有量は０．０１００％以下とする。尚、Ｎ含有量の下限は特に限定しないが、精錬時の脱窒処理のコストを踏まえ、０．００１０％以上とすることが好ましい。
　<<Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｐｔ、Ｐｂ、Ｃｕ、Ａｕからなる群から選ばれる１種以上：総計で２．５０％～５．００％>>
　これらの元素は、α－γ変態を生じさせるために必要な元素であることから、これらの元素を総計で２．５０％以上含有させる必要がある。一方で、総計で５．００％を超えると、コスト高となり、磁束密度が低下する場合もある。したがって、これらの元素を総計で５．００％以下とする。
　また、α－γ変態が生じ得る条件として、更に以下の条件を満たしているものとする。つまり、Ｍｎ含有量（質量％）を［Ｍｎ］、Ｎｉ含有量（質量％）を［Ｎｉ］、Ｃｏ含有量（質量％）を［Ｃｏ］、Ｐｔ含有量（質量％）を［Ｐｔ］、Ｐｂ含有量（質量％）を［Ｐｂ］、Ｃｕ含有量（質量％）を［Ｃｕ］、Ａｕ含有量（質量％）を［Ａｕ］、Ｓｉ含有量（質量％）を［Ｓｉ］、ｓｏｌ．Ａｌ含有量（質量％）を［ｓｏｌ．Ａｌ］としたときに、質量％で、以下の（１）式を満たすことが好ましい。
　（［Ｍｎ］＋［Ｎｉ］＋［Ｃｏ］＋［Ｐｔ］＋［Ｐｂ］＋［Ｃｕ］＋［Ａｕ］）－（［Ｓｉ］＋［ｓｏｌ．Ａｌ］）＞０％　　　・・・（１）
　前述の（１）式を満たさない場合には、α－γ変態が生じないため、磁束密度が低くなる。
　<<Ｓｎ：０．０００％～０．４００％、Ｓｂ：０．０００％～０．４００％、Ｐ：０．０００％～０．４００％>>
　ＳｎやＳｂは冷間圧延、再結晶後の集合組織を改善して、その磁束密度を向上させる。そのため、これらの元素を必要に応じて含有させてもよいが、過剰に含まれると鋼を脆化させる。したがって、Ｓｎ含有量、Ｓｂ含有量はいずれも０．４００％以下とする。また、Ｐは再結晶後の鋼板の硬度を確保するために含有させてもよいが、過剰に含まれると鋼の脆化を招く。したがって、Ｐ含有量は０．４００％以下とする。以上のように磁気特性等のさらなる効果を付与する場合には、０．０２０％～０．４００％のＳｎ、０．０２０％～０．４００％のＳｂ、および０．０２０％～０．４００％のＰからなる群から選ばれる１種以上を含有することが好ましい。
　<<Ｍｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、Ｚｎ、およびＣｄからなる群から選ばれる１種以上：総計で０．００００％～０．０１００％>>
　Ｍｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、ＺｎおよびＣｄは、溶鋼の鋳造時に溶鋼中のＳと反応して硫化物若しくは酸硫化物またはこれらの両方の析出物を生成する。以下、Ｍｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、ＺｎおよびＣｄを総称して「粗大析出物生成元素」ということがある。粗大析出物生成元素の析出物の粒径は１μｍ～２μｍ程度であり、ＭｎＳ、ＴｉＮ、ＡｌＮ等の微細析出物の粒径（１００ｎｍ程度）よりはるかに大きい。このため、これら微細析出物は粗大析出物生成元素の析出物に付着し、中間焼鈍における再結晶および結晶粒の成長を阻害しにくくなる。これらの作用効果を十分に得るためには、これらの元素の総計が０．０００５％以上であることが好ましい。ただし、これらの元素の総計が０．０１００％を超えると、硫化物若しくは酸硫化物またはこれらの両方の総量が過剰となり、中間焼鈍における再結晶および結晶粒の成長が阻害される。したがって、粗大析出物生成元素の含有量は総計で０．０１００％以下とする。
<<集合組織>>
　次に、本実施形態の無方向性電磁鋼板の集合組織について説明する。製造方法の詳細については後述するが、本実施形態の無方向性電磁鋼板はα－γ変態が生じ得る化学組成であり、熱間圧延での仕上げ圧延終了直後の急冷によって組織を微細化することによって｛１００｝結晶粒が成長した組織となる。これにより、本実施形態の無方向性電磁鋼板は｛１００｝＜０１１＞方位の集積強度が５～３０となり、圧延方向に対して４５°方向の磁束密度Ｂ５０が特に高くなる。このように特定の方向で磁束密度が高くなるが、全体的に全方向平均で高い磁束密度が得られる。｛１００｝＜０１１＞方位の集積強度が５未満になると、磁束密度を低下させる｛１１１｝＜１１２＞方位の集積強度が高くなり、全体的に磁束密度が低下してしまう。また、｛１００｝＜０１１＞方位の集積強度が３０を超える製造方法は熱間圧延板を厚くする必要があり、製造が困難という課題がある。
　｛１００｝＜０１１＞方位の集積強度は、Ｘ線回折法または電子線後方散乱回折（electron backscatter diffraction：ＥＢＳＤ）法により測定することができる。Ｘ線および電子線の試料からの反射角等が結晶方位毎に異なるため、ランダム方位試料を基準にしてこの反射強度等で結晶方位強度を求めることができる。本実施形態の好適な無方向性電磁鋼板の｛１００｝＜０１１＞方位の集積強度は、Ｘ線ランダム強度比で５～３０となる。このとき、ＥＢＳＤにより結晶方位を測定し、Ｘ線ランダム強度比に換算した値を用いても良い。
<<厚さ>>
　次に、本実施形態の無方向性電磁鋼板の厚さについて説明する。本実施形態の無方向性電磁鋼板の厚さは、０．５０ｍｍ以下である。厚さが０．５０ｍｍ超であると、優れた高周波鉄損を得ることができない。したがって、厚さは０．５０ｍｍ以下とする。
<<磁気特性>>
　次に、本実施形態の無方向性電磁鋼板の磁気特性について説明する。磁気特性を調べる際には、本実施形態の無方向性電磁鋼板の磁束密度であるＢ５０の値を測定する。製造された無方向性電磁鋼板において、その圧延方向の一方と他方とは区別できない。そのため本実施形態では、圧延方向とはその一方および他方の双方向をいう。圧延方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｌ、圧延方向から４５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ１、圧延方向から９０°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｃ、圧延方向から１３５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ２とすると、Ｂ５０Ｄ１およびＢ５０Ｄ２が最も高く、Ｂ５０ＬおよびＢ５０Ｃが最も低いという磁束密度の異方性がみられる。
　ここで、例えば時計回り（反時計回りでもよい）の方向を正の方向とした磁束密度の全方位（０°～３６０°）分布を考えた場合、圧延方向を０°（一方向）および１８０°（他方向）とすると、Ｂ５０Ｄ１は４５°および２２５°のＢ５０値、Ｂ５０Ｄ２は１３５°および３１５°のＢ５０値となる。同様に、Ｂ５０Ｌは０°および１８０°のＢ５０値、Ｂ５０Ｃは９０°および２７０°のＢ５０値となる。４５°のＢ５０値と２２５°のＢ５０値とは厳密に一致し、１３５°のＢ５０値と３１５°のＢ５０値とは厳密に一致する。しかしながら、Ｂ５０Ｄ１とＢ５０Ｄ２とは、実際の製造に際して磁気特性を同じにすることが容易でない場合があることから、厳密には一致しない場合がある。同様に、０°のＢ５０値と１８０°のＢ５０値とは厳密に一致し、９０°のＢ５０値と２７０°のＢ５０値とは厳密に一致する一方で、Ｂ５０ＬとＢ５０Ｃとは厳密には一致しない場合がある。本実施形態の無方向性電磁鋼板では、Ｂ５０Ｄ１およびＢ５０Ｄ２の平均値と、Ｂ５０ＬとＢ５０Ｃの平均値とを用いて、以下の（２）式且つ（３）式を満たす。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．７Ｔ　　　　　　　　　・・・（２）
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（３）
　このように、磁束密度を測定すると、（２）式のようにＢ５０Ｄ１およびＢ５０Ｄ２の平均値が１．７Ｔ以上となると共に、（３）式のように磁束密度の高い異方性が確認される。
　更に、（１）式を満たすことに加え、以下の（４）式のように、（３）式よりも磁束密度の異方性が高いことが好ましい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．１×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（４）
　更に、以下の（５）式のように、磁束密度の異方性がより高いことが好ましい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．２×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（５）
　更に、以下の（６）式のように、Ｂ５０Ｄ１およびＢ５０Ｄ２の平均値が１．８Ｔ以上となることが好ましい。
　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．８Ｔ　　　　　　　　　・・・（６）
　尚、前記の４５°は、理論的な値であり、実際の製造に際しては４５°に一致させることが容易でない場合があることから、厳密には４５°に一致していないものも含むものとする。このことは、当該０°，９０°，１３５°，１８０°，２２５°，２７０°，３１５°についても同様である。
　磁束密度の測定は、圧延方向に対して４５°、０°方向等から５５ｍｍ角の試料を切り出し、単板磁気測定装置を用いて行うことができる。
<<製造方法>>
　次に、本実施形態の無方向性電磁鋼板の製造方法の一例について説明する。本実施形態の無方向性電磁鋼板を製造する際には、例えば、熱間圧延、冷間圧延（第１の冷間圧延）、中間焼鈍（第１の焼鈍）、スキンパス圧延（第２の冷間圧延）、仕上焼鈍（第３の焼鈍）、歪取焼鈍（第２の焼鈍）等が行われる。
　まず、前述した鋼材を加熱し、熱間圧延を施す。鋼材は、例えば通常の連続鋳造によって製造されるスラブである。熱間圧延の粗圧延および仕上げ圧延はγ域（Ａｒ１温度以上）の温度で行う。つまり、仕上げ圧延の仕上温度がＡｒ１温度以上、巻取り温度が２５０℃超、６００℃以下となるように熱間圧延を行う。これにより、その後の冷却によってオーステナイトからフェライトへ変態することにより組織は微細化する。微細化された状態でその後冷間圧延を施すと、張出再結晶（以下、バルジング）が発生しやすくなるので、通常は成長しにくい｛１００｝結晶粒を成長させやすくすることができる。
　また、本実施形態の無方向性電磁鋼板を製造する際には、更に仕上げ圧延の最終パスを通過する際の温度（仕上温度）をＡｒ１温度以上、巻取り温度が２５０℃超、６００℃以下とする。オーステナイトからフェライトへ変態することによって結晶組織を微細化するようにしている。このように結晶組織を微細化させることによって、その後の冷間圧延、中間焼鈍を経てバルジングを発生させやすくすることができる。
　その後、熱間圧延板焼鈍は行わずに巻き取り、酸洗を経て、熱間圧延鋼板に対して冷間圧延を行う。冷間圧延では圧下率を８０％～９５％とすることが好ましい。圧下率が８０％未満ではバルジングが発生しにくくなる。圧下率が９５％超ではその後のバルジングによって｛１００｝結晶粒が成長しやすくなるが、熱間圧延鋼板を厚くしないといけなく、熱間圧延の巻取りが困難になり、操業が困難になりやすくなる。冷間圧延の圧下率はより好ましくは８６％以上である。冷間圧延の圧下率が８６％以上では、よりバルジングが発生しやすくなる。
　冷間圧延が終了すると、続いて中間焼鈍を行う。本実施形態の無方向性電磁鋼板を製造する際には、オーステナイトへ変態しない温度で中間焼鈍を行う。つまり、中間焼鈍の温度をＡｃ１温度未満とすることが好ましい。このように中間焼鈍を行うことによってバルジングが生じ、｛１００｝結晶粒が成長しやすくなる。また、中間焼鈍の時間は、５秒間～６０秒間とすることが好ましい。
　中間焼鈍が終了すると、次にスキンパス圧延を行う。前述したようにバルジングが発生した状態でスキンパス圧延、焼鈍を行うと、バルジングが発生した部分を起点に｛１００｝結晶粒が更に成長する。これはスキンパス圧延により、｛１００｝＜０１１＞結晶粒には歪がたまりにくく、｛１１１｝＜１１２＞結晶粒には歪がたまりやすい性質があり、その後の焼鈍で歪の少ない｛１００｝＜０１１＞結晶粒が歪の差を駆動力に｛１１１｝＜１１２＞結晶粒を蚕食するためである。歪差を駆動力にして発生するこの蚕食現象は歪誘起粒界移動（以下、ＳＩＢＭ）と呼ばれる。スキンパス圧延の圧下率は５％～２５％とすることが好ましい。圧下率が５％未満では歪量が少なすぎるため、この後の焼鈍でＳＩＢＭが起きなくなり、｛１００｝＜０１１＞結晶粒は大きくならない。一方、圧下率が２５％超では歪量が多くなり過ぎ、｛１１１｝＜１１２＞結晶粒の中から新しい結晶粒が生まれる再結晶核生成（以下Nucleation）が発生する。このNucleationでは殆どの生まれてくる粒が｛１１１｝＜１１２＞結晶粒のため、磁気特性が悪くなる。
　スキンパス圧延を施した後、歪を開放して加工性を向上させるために仕上げ焼鈍を行う。仕上げ焼鈍も同様にオーステナイトへ変態しない温度とし、仕上げ焼鈍の温度をＡｃ１温度未満とする。このように仕上げ焼鈍を行うことによって、｛１００｝＜０１１＞結晶粒が｛１１１｝＜１１２＞結晶粒を蚕食し、磁気特性を向上させることができる。また、仕上げ焼鈍時に６００℃～Ａｃ１温度となる時間を１２００秒以内とする。この焼鈍時間が短すぎるとスキンパスで入れた歪がほとんど残り、複雑な形状を打ち抜くときに反りが発生する。一方、焼鈍時間が長すぎると結晶粒が粗大になり過ぎ、打ち抜き時にダレが大きくなり、打ち抜き精度が出なくなる。
　仕上焼鈍が終了すると、所望の鉄鋼部材とすべく、無方向性電磁鋼板の成形加工等が行われる。そして、無方向性電磁鋼板からなる鉄鋼部材に成形加工等（例えば打ち抜き）により生じた歪等を除去すべく、鉄鋼部材に歪取焼鈍を施す。本実施形態では、Ａｃ１温度よりも下で、ＳＩＢＭが発生し、結晶粒径も粗大に出来るようにするため、歪取焼鈍の温度を例えば８００℃程度とし、歪取焼鈍の時間を２時間程度とする。歪取焼鈍により、磁気特性を向上させることができる。
　本実施形態の無方向性電磁鋼板（鉄鋼部材）では、前述の製造方法のうち、主に熱間圧延工程においてＡｒ１温度以上で仕上げ圧延をすることにより、前記（１）式の高いＢ５０および前記（２）式の優れた異方性が得られる。更に、スキンパス圧延工程において圧下率を１０％程度にすることで前記（４）式のより優れた異方性が得られる。
　なお、本実施形態においてＡｒ１温度は、１℃／秒の平均冷却速度で冷却中の鋼材（鋼板）の熱膨張変化から求める。また、本実施形態においてＡｃ１温度は、１℃／秒の平均加熱速度で加熱中の鋼材（鋼板）の熱膨張変化から求める。
　以上のように本実施形態の無方向性電磁鋼板からなる鉄鋼部材を製造することができる。
　次に、本実施形態の無方向性電磁鋼板について、実施例を示しながら具体的に説明する。以下に示す実施例は、無方向性電磁鋼板のあくまでも一例にすぎず、無方向性電磁鋼板が下記の例に限定されるものではない。
<<第１の実施例>>
　溶鋼を鋳造することにより、以下の表１から表２に示す成分のインゴットを作製した。ここで、式左辺とは、前述の（１）式の左辺の値を表している。その後、作製したインゴットを１１５０℃まで加熱して熱間圧延を行い、板厚が２．５ｍｍになるように圧延した。そして、仕上げ圧延終了後に水冷し熱間圧延鋼板を巻き取った。この時の仕上げ圧延の最終パスの段階での温度（仕上温度）は８３０℃であり、すべてＡｒ１温度より大きい温度だった。尚、γ－α変態が起こらないＮｏ．１０８については、仕上温度を８５０℃とした。また、巻取り温度については表１に示す条件にて行った。
　次に、熱間圧延鋼板において酸洗によりスケールを除去し、表１に示す冷間圧延後の圧下率で圧延した。そして、無酸化雰囲気で７００℃で３０秒の中間焼鈍を行った。次いで、表１に示す２回目の冷延圧延（スキンパス圧延）圧下率で圧延した。
　次に、磁気特性を調べるために２回目の冷間圧延（スキンパス圧延）の後に８００℃で３０秒の仕上げ焼鈍を行い、５５ｍｍ角の試料を剪断加工で作成した後、８００℃で２時間の歪取焼鈍を行い、磁束密度Ｂ５０を測定した。測定試料は５５ｍｍ角の試料を圧延方向に０°と４５°の２種類の方向に採取した。そして、この２種類の試料を測定し、圧延方向に対して０°、４５°、９０°、１３５°の磁束密度Ｂ５０をそれぞれＢ５０Ｌ、Ｂ５０Ｄ１、Ｂ５０Ｃ、Ｂ５０Ｄ２とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表１から表２中の下線は、本発明の範囲から外れた条件を示している。発明例であるＮｏ．１０１～Ｎｏ．１０７、Ｎｏ．１０９～Ｎｏ．１１１、Ｎｏ．１１４～Ｎｏ．１３０は、いずれも４５°方向および全周平均共に磁束密度Ｂ５０は良好な値であった。ただし、Ｎｏ．１１６とＮｏ．１２７は適切な巻取り温度から外れたため、磁束密度Ｂ５０はやや低かった。Ｎｏ．１２９とＮｏ．１３０は冷間圧延の圧下率が低かったため、同等の成分、巻取り温度であるＮｏ．１１８と比べて磁束密度Ｂ５０はやや低かった。一方、比較例であるＮｏ．１０８はＳｉ濃度が高く、式左辺の値が０以下であり、α－γ変態しない組成であったことから、磁束密度Ｂ５０はいずれも低かった。比較例であるＮｏ．１１２は、スキンパス圧延率を低くしたため、｛１００｝＜０１１＞強度を５未満であり、磁束密度Ｂ５０がいずれも低かった。比較例であるＮｏ．１１３は｛１００｝＜０１１＞強度が３０以上となり、本発明から外れている。Ｎｏ．１１３は熱間圧延板の厚みが７ｍｍもあったため、操業しづらいという難点があった。
<<第２の実施例>>
　溶鋼を鋳造することにより、以下の表３に示す成分のインゴットを作製した。その後、作製したインゴットを１１５０℃まで加熱して熱間圧延を行い、板厚が２．５ｍｍになるように圧延した。そして、仕上げ圧延終了後に水冷し熱間圧延鋼板を巻き取った。この時の仕上げ圧延の最終パスの段階での仕上温度は８３０℃であり、すべてＡｒ１温度より大きい温度だった。
　次に、熱間圧延鋼板において酸洗によりスケールを除去し、板厚が０．３８５ｍｍになるまで冷間圧延を行った。そして、無酸化雰囲気中で中間焼鈍を行い、再結晶率が８５％となるように中間焼鈍の温度を制御した。次いで、板厚が０．３５ｍｍになるまで２回目の冷間圧延（スキンパス圧延）を行った。
　次に、磁気特性を調べるために２回目の冷間圧延（スキンパス圧延）の後に８００℃で３０秒の仕上げ焼鈍を行い、５５ｍｍ角の試料を剪断加工で作成した後、８００℃で２時間の歪取焼鈍を行い、磁束密度Ｂ５０と鉄損Ｗ１０／４００を測定した。磁束密度Ｂ５０に関しては第１の実施例と同様の手順で測定した。一方で鉄損Ｗ１０／４００は、最大磁束密度が１．０Ｔになるように４００Ｈｚの交流磁場をかけた時に試料に生じるエネルギーロス（Ｗ／ｋｇ）として測定した。鉄損は圧延方向に対して０°、４５°、９０°、１３５°に測定した結果の平均値とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　Ｎｏ．２０１～Ｎｏ．２１４は全て発明例であり、いずれも磁気特性が良好であった。特に、Ｎｏ．２０２～Ｎｏ．２０４はＮｏ．２０１、Ｎｏ．２０５～Ｎｏ．２１４よりも磁束密度Ｂ５０が高く、Ｎｏ．２０５～Ｎｏ．２１４はＮｏ．２０１～Ｎｏ．２０４よりも鉄損Ｗ１０／４００が低かった。
　なお、以下の説明では、＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞の説明において記載した、圧延方向から４５°傾いた方向を、必要に応じて、圧延方向からの角度４５°と称し、圧延方向から１３５°傾いた方向を、必要に応じて、圧延方向からの角度１３５°と称する。その他、圧延方向からθ°傾いた方向を、必要に応じて、圧延方向となす角度がθ°の方向と称する。このように、圧延方向からθ°傾いた方向と、圧延方向となす角度がθ°の方向は、同じ意味である。
　以上の無方向性電磁鋼板は、本発明者らが新規に開発したものであり、圧延方向からの角度が４５°、１３５°となる２つの方向において、磁気特性が最も優れる。一方、圧延方向からの角度が０°、９０°の２つの方向において、磁気特性が最も劣る。ここで、当該４５°、１３５°は、理論的な値であり、実際の製造に際しては４５°、１３５°に一致させることが容易でない場合がある。したがって、理論的には、磁気特性が最も優れる方向が、圧延方向からの角度が４５°、１３５°となる２つの方向であれば、実際の無方向性電磁鋼板においては、当該４５°、１３５°は、厳密に４５°、１３５°に一致していないものも含むものとする。このことは、当該０°、９０°においても同じである。また、理論的には、磁気特性が最も優れる２つの方向の磁気特性は同じになるが、実際の製造に際しては当該２つの方向の磁気特性を同じにすることが容易でない場合がある。したがって、理論的には、磁気特性が最も優れる２つの方向の磁気特性が同じであれば、当該同じは、厳密に同じでないものも含むものとする。このことは、磁気特性が最も劣る２つの方向においても同じである。尚、時計回りの角度を正の値の角度とする。
＜ステータコア＞
　本発明者らは、かかる無方向性電磁鋼板の特性を有効に活用できるように、複数の分割コアでステータコアを構成することを検討し、以下に説明する実施形態を見出した。
　以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態を説明する。以下の説明において、特に断りがなければ、電磁鋼板は、＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞の項で説明した無方向性電磁鋼板であるものとする。また、以下の説明において、長さ、方向、位置等が同じである（一致する）ことは、（厳密に）同じである（一致する）場合の他、発明の主旨を逸脱しない範囲内（例えば、製造工程において生じる誤差の範囲内）で同じである（一致する）ことも含むものとする。
　尚、本実施形態では、回転電機として電動機、具体的には交流電動機、より具体的には同期電動機、より一層具体的には永久磁石界磁型電動機を一例に挙げて説明する。この種の電動機は、例えば、電気自動車などに好適に採用される。
　図１は、回転電機１０の構成の一例を示す図である。図１は、回転電機を、回転電機の軸心に平行な方向から見た図（平面図）である。図１に示すＸ－Ｙ－Ｚ座標は、図における向きの関係を示すものである。
　図１に示すように、回転電機１０は、ステータ２０と、ロータ５０とを備える。ステータ２０およびロータ５０は、図示しないケースに収容される。また、ステータ２０は、ケースに固定される。
　本実施形態では、回転電機１０として、ロータ５０がステータ２０の内側に位置するインナーロータ型を採用する。しかしながら、回転電機１０として、ロータ５０がステータ２０の外側に位置するアウターロータ型を採用してもよい。また、本実施形態では、回転電機１０は、１０極１２スロットの三相交流モータである。ただし、極数やスロット数、相数などは適宜変更することができる。
　ステータ２０は、ステータコア２１と、図示しないコイルと、を備える。
　以下の説明では、ステータコア２１の軸方向（ステータコア２１の中心軸線Ｏに沿う方向（Ｚ軸方向））を、必要に応じて軸方向と称する。また、ステータコア２１の径方向（ステータコア２１の中心軸線Ｏに直交する方向）を、必要に応じて径方向と称する。また、ステータコア２１の周方向（ステータコア２１の中心軸線Ｏ回りに周回する方向）を、必要に応じて周方向と称する。
　ステータコア２１は、複数の分割コア３０を備える。具体的に、本実施形態のステータコア２１は、１２個の分割コア３０が周方向、すなわち中心軸線Ｏ回りに周回する方向に配列される。本実施形態の分割コア３０は、それぞれ同じ形状かつ同じ大きさである。各分割コア３０は、ティース部３１と、コアバック部３２とを有する。
　ティース部３１は、ステータ２０の巻線が巻き回される。ティース部３１は、コアバック部３２から径方向の内側に向けて突出する。すなわち、ティース部３１は、径方向に沿って中心軸線Ｏに向けて突出する。ティース部３１は、周方向に同等の間隔をあけて配置される。本実施形態では、ステータコア２１の中心軸線Ｏを中心として角度３０°の間隔になるように、１２個のティース部３１が設けられる。なお、ステータ２０の巻線は、集中巻きされていてもよく、分布巻きされていてもよい。
　コアバック部３２は、円弧状に形成される。複数の分割コア３０が周方向に配列されることで、コアバック部３２全体で円環状に形成される。
　図２は、分割コア３０の構成の一例を示す図である。図２は、ステータコア２１が備える複数の分割コア３０のうち１つを斜めから見た図（斜視図）である。
　分割コア３０は、電磁鋼板からなるコア片４０が積層して構成される。各コア片４０は、板状であり、それぞれ同じ形状かつ同じ大きさである。コア片４０が同じ向きで板厚方向に積層されることで、分割コア３０は軸方向、すなわち中心軸線Ｏに沿って同じ形状となる。
　図３は、コア片４０の構成の一例を示す図である。図３は、分割コア３０を構成する複数のコア片４０のうち１つを中心軸線Ｏに沿って見た平面図である。図３に示すように、コア片４０は、ティース４１と、コアバック４２とを有する。
　ティース４１は、コア片４０が積層されることで、分割コア３０のティース部３１を構成する。なお、ティース４１は、コアバック４２の周方向中央から径方向に延びるティース基部４１ａと、ティース基部４１ａの先端に位置する鍔部４１ｂとを有する。分割コア３０を用いて回転電機１０を構成した場合に、鍔部４１ｂはロータ５０と対向する。
　コアバック４２は、コア片４０が積層されることで、分割コア３０のコアバック部３２を構成する。コアバック４２は、周方向の一方端に周方向に向かって突出する凸部４３ａを有し、周方向の他方端に周方向に向かって凹む凹部４３ｂを有する。凸部４３ａと凹部４３ｂとは、互いに反転した形状である。複数の分割コア３０を周方向に配列した場合に、凸部４３ａは隣接するコア片４０の凹部４３ｂと嵌まり合い、凹部４３ｂは隣接するコア片４０の凸部４３ａと嵌まり合う。
　コア片４０では、ティース４１の径方向とコアバック４２の延在方向とが直交する。ティース４１の径方向とは、図３の一点鎖線Ｌ１に示すように、ティース４１の板面と平行であって、かつティース４１の周方向の中心を通る線に沿った方向である。あるいは、ティース４１の径方向とは、ティース４１の板面と平行であって、かつコアバック４２の外周の長さを二等分する位置Ｐと、コアバック４２の外周の円の中心とを繋ぐ線に沿った方向である。
　一方、コアバック４２の延在方向とは、ティース４１の径方向に対して直交方向である。すなわち、コアバック４２の延在方向とは、図３の一点鎖線Ｌ２に示すように、一点鎖線Ｌ１とコアバック４２の外周との位置Ｐにおけるコアバック４２の外周の接線に沿った方向である。あるいは、コアバック４２の延在方向とは、コアバック４２の外周の長さを二等分する位置Ｐにおけるコアバック４２の外周の接線に沿った方向である。
　図１に戻り、ロータ５０は、ステータコア２１に対して径方向の内側に配置される。ロータ５０は、ロータコア５１と、複数の永久磁石５２と、回転軸６０とを備える。
　ロータコア５１は、ステータコア２１と同軸に配置される。ロータコア５１の形状は、概ね環状（円環状）である。複数の永久磁石５２は、ロータコア５１に固定される。本実施形態では、ロータコア５１の中心軸線Ｏを中心として角度３６°の間隔になるように、５組（全体では１０個）の永久磁石５２が設けられる。ロータコア５１内には、回転軸６０が配置される。回転軸６０は、ロータコア５１に固定される。
　本実施形態では、永久磁石界磁型電動機として、表面磁石型モータを採用したが、埋込磁石型モータを採用してもよい。
　ここで、コア片４０を形成するには、例えば、圧延された板状の母材（フープ）である電磁鋼板を打ち抜き加工することにより形成される。電磁鋼板は、＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞の項で説明した電磁鋼板である。＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞の項で説明した電磁鋼板の、公知の無方向性電磁鋼板に対するＢ５０、Ｗ１５／５０、Ｗ１５／１００の比率（Ｂ５０比率、Ｗ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率）を、表５に示す。何れの電磁鋼板も、厚さは０．２５［ｍｍ］である。公知の無方向性電磁鋼板として、Ｗ１０／４００が１２．８Ｗ／ｋｇの無方向性電磁鋼板を用いた。Ｗ１０／４００は、磁束密度が１．０Ｔ、周波数が４００Ｈｚのときの鉄損である。また、当該公知の無方向性電磁鋼板は、圧延方向のみで磁気特性が優れている。以下の説明では、＜分割コアに使用する電磁鋼板の例＞の項で説明した電磁鋼板を、必要に応じて、開発材とも称する。また、公知の無方向性電磁鋼板を、必要に応じて、従来材とも称する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　ここで、Ｂ５０は、磁界の強さ５０００［Ａ／ｍ］で励磁したときの磁束密度であり、Ｗ１５／１００は、磁束密度が１．５［Ｔ］、周波数が１００［Ｈｚ］のときの鉄損である。ここでは、磁束密度および鉄損を、ＪＩＳ Ｃ ２５５６：２０１５に記載の手法で測定した。また、表５では、開発材の圧延方向からの角度毎の平均値を、従来材の圧延方向からの角度毎の平均値を１．０００として規格化した値（＝開発材の圧延方向からの角度毎の平均値÷従来材の圧延方向からの角度毎の平均値）を示す。このように、表５の値は、相対値（無次元量）である。
　表５より、開発材のＢ５０は、従来材のＢ５０よりも５．１［％］大きい。開発材のＷ１５／５０は、従来材のＷ１５／５０よりも１２．０［％］小さい。開発材のＷ１５／１００は、従来材のＷ１５／１００よりも１３．５［％］小さい。このように開発材は、従来材に比べ、Ｂ５０が大きく鉄損が小さい。
　図４は、Ｂ５０比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。図５は、Ｗ１５／５０比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。図６は、Ｗ１５／１００比率と、圧延方向からの角度との関係の一例を示すグラフである。
　図７は、圧延方向ＲＤと、磁気特性が最も優れる方向との関係の一例を示す図である。以下の説明では、磁気特性が最も優れる方向を、必要に応じて、磁化容易方向と称する。図７において、反時計回りの角度を正の値の角度とし、圧延方向ＲＤの角度を０°とすると、磁化容易方向は、ＥＤ１、ＥＤ２になる。圧延方向ＲＤから、圧延方向ＲＤからの角度のうち小さい方の角度が９０°になる方向（図７において破線で示す方向）までの４つの領域の磁気特性は、理論的には対称な関係を有する。
　また、図４、図５、図６に示すＢ５０比率、Ｗ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率は、表５と同様に、従来材の圧延方向からの角度毎の平均値で規格化した値である。即ち、図４、図５、図６に示すＢ５０比率、Ｗ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率の値は、相対値（無次元量）である。
　図４に示すように、開発材では、圧延方向からの角度４５°であるときのＢ５０比率が最も大きく、圧延方向からの角度０°、９０°に近付くほどＢ５０比率は小さくなる。
　一方、従来材では、圧延方向からの角度４５°であるときのＢ５０比率が最も小さい。
　図５および図６に示すように、開発材では、圧延方向からの角度４５°であるときのＷ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率が最も大きく、圧延方向からの角度０°、９０°に近付くほどＷ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率は小さくなる。
　一方、従来材では、Ｗ１５／５０比率、Ｗ１５／１００比率は、圧延方向からの角度が４５°～９０°において大きくなる。
　以上のように開発材では、圧延方向からの角度４５°の方向（磁化容易方向ＥＤ１）、および圧延方向からの角度１３５°の方向（磁化容易方向ＥＤ２）における磁気特性が最も優れる。一方、圧延方向からの角度０°の方向（圧延方向ＲＤ）、および圧延方向からの９０°の方向（圧延方向ＲＤに直交する方向）における磁気特性が最も劣る。
　本発明者らは、従来材よりも磁気特性に優れた開発材からコア片を生成し、生成したコア片を積層した分割コアを備えたステータコアを製造することで、ステータコア全体の磁気特性を向上することができることに着想した。また、開発材は、磁気特性が優れた方向が圧延方向からの角度４５°、１３５°の方向であり、磁気特性の優れた方向が直交している。一方、コア片も、ティースの径方向とコアバックの延在方向とが直交している。したがって、本発明者らは、開発材の磁気特性の優れた方向と、ティースの径方向およびコアバックの延在方向とを一致させてコア片を生成できることに着想した。
　このような着想に基づくと、コア片はティースの径方向を開発材における圧延方向からの角度４５°の方向に沿わせると共に、コアバックの延在方向を開発材における圧延方向からの角度１３５°の方向に沿わせるように構成される。あるいは、コア片はティースの径方向を開発材における圧延方向からの角度１３５°の方向に沿わせると共に、コアバックの延在方向を開発材における圧延方向からの角度４５°の方向に沿わせるように構成される。
＜ステータコアの製造方法＞
　次に、開発材からコア片４０を生成する工程を含むステータコア２１の製造方法について説明する。ステータコア２１を製造するには主に、コア片生成工程、分割コア生成工程、ステータコア生成工程がある。
［コア片生成工程］
　コア片生成工程では、金型を用いて開発材を打ち抜いてコア片４０を生成する。
　図８は、開発材を打ち抜く金型を説明するための図である。図８は、開発材８０の板面に対して直交する方向から見た模式図（平面図）である。なお、図８には、開発材８０に対応させて、圧延方向ＲＤと、磁気特性が優れる方向（ＥＤ１、ＥＤ２）とを表記している。
　開発材８０は、圧延方向ＲＤを長手方向とする帯状である。開発材８０は、搬送装置により長手方向に沿って搬送される。したがって、図８に示す例では、圧延方向ＲＤと搬送装置による搬送される方向とが同じである。開発材８０の幅方向の両端部には、パイロット孔８１が長手方向に間隔を空けて設けられている。
　まず、搬送装置はパイロット孔８１にパイロットを挿入して開発材８０を一定距離、搬送する。次に、プレス装置は搬送された開発材８０を、パンチとダイを有する金型を用いて打ち抜くことでコア片４０を生成する。ここでは、プレス装置による１回の打ち抜きによって、それぞれ同じ形状かつ同じ大きさの複数のコア片４０が生成される。
　プレス装置は、コア片４０のティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材８０の磁気特性の優れた方向になるように開発材８０を打ち抜く。具体的には、図８に示すように、プレス装置の金型はコア片４０のティースの径方向（一点鎖線Ｌ１）が、開発材８０の圧延方向からの角度４５°の方向に沿うように（磁化容易方向ＥＤ１に沿うように）設定される。なお、コア片４０はティースの径方向とコアバックの延在方向とが直交することから、ティースの径方向が開発材８０の圧延方向からの角度４５°の方向に沿うことで、コアバックの延在方向が開発材８０の圧延方向からの角度１３５°の方向に沿うように（磁化容易方向ＥＤ２に沿うように）設定される。
　したがって、プレス装置により打ち抜かれたコア片４０は、ティースの径方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿っている。なお、本実施形態では、プレス装置によって打ち抜かれる全てのコア片４０が同じ向きである。したがって、打ち抜かれる全てのコア片４０について、ティースの径方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿っている。
　なお、図８では、ティースの径方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿い、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿うようにコア片４０を打ち抜く金型について説明したが、この場合に限られない。
　例えば、図８の二点鎖線で示すコア片４０Ａ、４０Ｂのように、ティースの径方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿い、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿うように打ち抜く金型であってもよい。この場合には、打ち抜かれたコア片４０Ａ、４０Ｂは、ティースの径方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿っている。
　また、図８の二点鎖線で示すコア片４０Ｃのように、図８の実線で示すコア片４０を１８０°回転させた向きになるように打ち抜く金型であってもよい。この場合には、打ち抜かれたコア片４０Ｃは、図８の実線で示すコア片４０と同様、ティースの径方向が圧延方向からの角度４５°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度１３５°の方向に沿っている。
　また、図８では、開発材８０の幅方向に沿って一直線上に４つのコア片４０を打ち抜く金型であるが、この場合に限られず、５つ以上あるいは３つ以下のコア片４０を打ち抜く金型であってもよく、一直線に対して千鳥状に打ち抜く金型であってもよい。また、図８に示す異なる向きのコア片４０、４０Ａ～４０Ｃのうち２つ以上のコア片を一度に打ち抜く金型であってもよい。
［分割コア生成工程］
　分割コア生成工程では、コア片４０を積層させて分割コア３０を生成する。
　具体的には、コア片生成工程においてプレス装置によって打ち抜かれた複数のコア片４０が全て同じ向きになるように揃えた上で板面同士が接するように接続して積層する。複数のコア片４０を接続するには、コア片４０の板面同士を接着剤により接着したり、コア片４０を積層方向に加締めたり、溶接したりすることで接続することができる。なお、積層されるコア片４０の数は、製造するステータコア２１の仕様あるいは大きさに応じて変更される。また、本実施形態のステータコア２１を製造する場合には、１つのステータコア２１に付き１２個の分割コア３０を生成する。
　ここで、コア片４０は、上述したようにティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが開発材８０の磁気特性の優れた方向であり、分割コア３０は、コア片４０が全て同じ向きになるように揃えて積層されている。したがって、コア片４０が積層された分割コア３０は、ティース部３１およびコアバック部３２の磁気特性を向上させることができる。
［ステータコア生成工程］
　ステータコア生成工程では、分割コア３０を周方向に配列して接続させてステータコア２１を生成する。具体的には、分割コア生成工程において生成された複数の分割コア３０のコアバック部３２が円環状になるように配列する。このとき、隣接する分割コア３０同士で各コア片４０の凸部４３ａと凹部４３ｂとが嵌まり合うことで位置決めされる。分割コア３０を接続するには、隣接する分割コア３０のコアバック部３２同士を接着剤により接着したり、溶接したりすることで接続することができる。
　また、本実施形態のステータコア２１を製造する場合には、１２個の分割コア３０を周方向に配列して接続する。
　以上のような工程によりステータコア２１を製造することができる。なお、製造されたステータコア２１を用いて、ステータ２０を製造したり、回転電機１０を製造したりする場合には公知の製造方法を用いることができる。
＜実施例＞
　次に、開発材から生成したコア片を用いた分割コアと、従来材から生成したコア片を用いた分割コアとの間での磁気特性について比較した。
　まず、開発材を打ち抜いて生成したコア片を積層して分割コアの試料を生成した。このように開発材のコア片を用いた分割コアを発明例の分割コアと称する。また、開発材を打ち抜いたコア片を発明例のコア片と称する。発明例の分割コアは、上述した＜ステータコアの製造方法＞の項で説明した方法により生成した。なお、発明例のコア片は、ティースの径方向が開発材における圧延方向からの角度４５°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が開発材における圧延方向からの角度１３５°の方向に沿っている。
　一方、従来材を打ち抜いて生成したコア片を積層して分割コアの試料を生成した。このように従来材のコア片を用いた分割コアを比較例の分割コアと称する。また、従来材を打ち抜いたコア片を比較例のコア片と称する。比較例の分割コアは、上述した＜ステータコアの製造方法＞の項で説明した方法により生成した。なお、比較例のコア片は、ティースの径方向が従来材における圧延方向からの角度０°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が従来材における圧延方向からの角度９０°の方向に沿っている。
　また、発明例の分割コアおよび比較例の分割コアは、以下のような仕様である。
　ステータコアの外径：７７．０［ｍｍ］、ステータコアの内径：４０．０［ｍｍ］、ステータコアの高さ（積厚）：４５．０［ｍｍ］、コア片（電磁鋼板）の厚み：０．２５［ｍｍ］、極数：１０、スロット数：１２
　ここで、発明例の分割コアと比較例の分割コアとの間の磁気特性の比較として、Ｂ５０すなわち磁界の強さ５０００［Ａ／ｍ］で励磁したときの磁束密度の比率を表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　表６に示すように、比較例の分割コアの磁束密度を１．０００とした場合に、発明例の分割コアの磁束密度は１．０４２であった。表６より、発明例の分割コアのＢ５０は、比較例の分割コアのＢ５０よりも４．２［％］大きい。このように、開発材から生成したコア片を用いた分割コアは、従来材から生成したコア片を用いた分割コアに比べて磁束密度が大きく、磁気特性が向上していることが確認できた。
　このように磁束密度が大きい発明例の分割コアを周方向に配列してステータコア（発明例のステータコアと称する）を製造することにより、比較例の分割コアを周方向に配列して製造したステータコア（比較例のステータコアと称する）よりも、ステータコア全体で磁束密度を大きくでき、磁気特性を向上させることができる。
　また、磁束密度が大きい発明例のステータコアを回動電機に適用することにより、比較例のステータコアを適用した回転電機よりも、トルクを向上させることができる。また、発明例のステータコアを適用した回動電機において、比較例のステータコアを適用した回動電機と同じトルクを出力する場合には、発明例のステータコアに巻き回した巻線に流す電流を少なくできることから銅損を低減することができる。
　以上のように、本実施形態によれば、分割コアを構成するコア片に磁気特性に優れた開発材の電磁鋼板を用いることで、分割コアを備えたステータコア全体の磁気特性を向上させることができる。また、本実施形態によれば、ステータコアが備える全ての分割コアの各コア片について、ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材の電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていることから、更にステータコア全体の磁気特性を向上させることができる。なお、磁気特性が向上することでティース部の幅およびコアバック部の幅を狭めてもステータコアの磁気飽和を抑制できるために、スロットの面積を拡大させることができ巻線の占積率を向上させることができる。
　なお、本実施形態では、従来材が無方向性電磁鋼板の場合に比べて開発材の優位性を説明したが、従来材が二方向電磁鋼板の場合に比べても開発材は優位性を有している。具体的には、従来材が二方向性電磁鋼板である場合に比べて開発材は製造コストを削減することができる。また、従来材が二方向性電磁鋼板である場合に比べて開発材は鋼板組織の粒径が小さいことから、コア片を積層して分割コアを構成したときの高周波条件下での鉄損を抑制することができる。
＜変形例＞
　上述した本実施形態では、ステータコアが備える全ての分割コアの各コア片について、ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材の電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っている場合について説明したが、この場合に限定されない。
　本変形例では、ステータコアが備える複数の分割コアのうち少なくとも１つの分割コアの各コア片について、ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材の電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていればよい場合について説明する。換言すると、本変形例のステータコアは、ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材の電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っているコア片から構成される分割コアと、ティースの径方向またはコアバックの延在方向が、開発材の電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていないコア片から構成される分割コアとが混在する。このように種類の異なる分割コアが混在するステータコアでは、磁気特性が良好な部分とそうでない部分とが生じ、ステータコアの磁気特性の分布にばらつきが生じてしまい、鉄損は大きくなってしまう。
　本変形例では、種類の異なる分割コアが混在する場合に、径方向が磁気特性の優れた方向に沿ったティース部の幅を、径方向が磁気特性の優れた方向に沿っていないティース部の幅よりも狭くなるようにステータコアを構成する。更に、本変形例では、種類の異なる分割コアが混在する場合に、分割コアのティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときのティース部の磁束密度との積が、全ての分割コアの各ティース部で略一定になるようにステータコアを構成する。このようにステータコアを構成することで、種類の異なる分割コアが混在したステータコアであっても、磁束密度のばらつきを低減して、鉄損を抑制することができる。
　図９は、ティース部の幅を説明するための図である。図９の（ａ）は、径方向に沿って平行なティース部３１Ａの一例である。この例では、ティース部３１Ａ自身が径方向に沿って平行である。図９の（ｂ）は、スロットが径方向に沿って平行なティース部３１Ｂの一例である。この例では、周方向に隣り合うティース部３１Ｂ同士の間に位置するスロットが径方向に沿って平行である。
　ここで、ティース部の幅とは、ティース直線領域の中央の位置でのステータコアの周方向の長さとする。ティース直線領域とは、ステータコアの軸に垂直な方向に切った場合のステータコアの断面において、ステータコアの周方向におけるティース部の端部を構成する直線のうち最長の直線の領域を、ステータコアの周方向におけるティース部の２つの端部のそれぞれについて求めたものである。
　図９の（ａ）に示す例では、位置３１１、３１２を相互に結ぶ直線と、位置３１３、３１４を相互に結ぶ直線が、ティース直線領域である。また、図９の（ａ）に示す例では、ティース直線領域の中央の位置は、位置３２１、３２２である。したがって、図９の（ａ）に示すティース部３１Ａの幅は、位置３２１と位置３２２との間の距離ＴＷである。
　図９の（ｂ）に示す例では、位置３１５、３１６を相互に結ぶ直線と、位置３１７、３１８を相互に結ぶ直線が、ティース直線領域である。また、図９の（ｂ）に示す例では、ティース直線領域の中央の位置は、位置３２３、３２４である。したがって、図９の（ｂ）に示すティース部３１Ｂの幅は、位置３２３と位置３２４との間の距離ＴＷである。
　図９の（ａ）では、径方向に沿って平行なティース部３１Ａの一例であることから、ティース部３１Ａの幅はティース直線領域における径方向の何れの場所によらずに一定である。
　一方、図９の（ｂ）では、スロットが径方向に沿って平行なティース部３１Ｂの一例であることから、実際のティース部３１Ｂの幅がティース直線領域における径方向の何れの場所に応じて異なるために、ティース部３１Ｂの幅は、代表値として上述した位置３２３と位置３２４との間の距離ＴＷとする。
　上述した実施形態では、＜ステータコアの製造方法＞の項で説明した方法により、ティース部の径方向が磁気特性の優れた方向に沿った分割コアを生成することができる。
　次に、ティース部の径方向が磁気特性の優れた方向に沿っていない分割コアを生成する場合の一例について説明する。なお、上述した＜ステータコアの製造方法＞の項で説明した方法と同様の内容は適宜、説明を省略する。
　まず、コア片生成工程において、開発材から金型を用いて打ち抜いてコア片９０を生成する。
　図１０は、開発材を打ち抜く金型を説明するための図である。なお、図１０に示す開発材８０は、図８に示す開発材８０と同じ電磁鋼板である。図１０には、開発材８０に対応させて、圧延方向ＲＤと、磁気特性が優れる方向（ＥＤ１、ＥＤ２）とを表記している。
　プレス装置は、コア片９０のティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、開発材８０の磁気特性の優れた方向にならないように開発材８０を打ち抜く。具体的には、図１０に示すように、プレス装置の金型はコア片９０のティースの径方向（一点鎖線Ｌ１）が、開発材８０の圧延方向からの角度０°の方向に沿うように設定される。なお、コア片９０はティースの径方向とコアバックの延在方向とが直交することから、ティースの径方向が開発材８０の圧延方向からの角度０°の方向に沿うことで、コアバックの延在方向が開発材８０の圧延方向からの角度９０°の方向に沿うように設定される。
　したがって、プレス装置により打ち抜かれたコア片９０は、ティースの径方向が圧延方向からの角度０°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度９０°の方向に沿っている。なお、本変形例では、プレス装置によって打ち抜かれる全てのコア片９０は、ティースの径方向が同じ向きである。したがって、打ち抜かれる全てのコア片９０について、ティースの径方向が圧延方向からの角度０°の方向に沿っており、コアバックの延在方向が圧延方向からの角度９０°の方向に沿っている。
　次に、打ち抜かれた複数のコア片９０が全て同じ向きになるように揃えた上で板面同士が接するように接続して積層することで、ティース部の径方向が磁気特性の優れた方向に沿っていない分割コアを生成することができる。
　ここで、図１０に示すコア片９０と、図８に示すコア片４０とは、互いにティースの幅が異なるように設定されている。具体的には、図１０に示すコア片９０のティースの幅が、図８に示すコア片４０のティースの幅よりも広くなるように設定される。換言すると、図８に示すコア片４０のティースの幅が、図１０に示すコア片９０のティースの幅よりも狭くなるように設定される。
　図１０に示すコア片９０を積層させた分割コアと、図８に示すコア片４０を積層させた分割コアとを混在させてステータコアを構成することで、径方向が磁気特性の優れた方向に沿ったティース部の幅を、径方向が磁気特性の優れた方向に沿っていないティース部の幅よりも狭くなるように構成することができる。このように、ステータコアを構成することで、ステータコア内の磁束密度のばらつきを低減することができる。
　また、本変形例では、種類の異なる分割コアが混在する場合に、分割コアのティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときのティース部の磁束密度との積が、全ての分割コアの各ティース部で略一定になるようにステータコアを構成する。
　以下では、ティース部の幅とティース部の磁束密度との積が、全ての分割コアの各ティース部で略一定になるようにティース部の幅を決定する一例について説明する。
　まず、ステータコアを適用する予定の回動電機において、全てのティース部の幅が一定である場合に、所定の運転条件（例えば所定のトルク）で運転させたときのティース部の平均磁束密度を解析する。ティース部の平均磁束密度とは、各ティース部において、各場所における磁束密度の最大値を平均化した値である。平均磁束密度は、マクスウェル方程式に基づく電磁場解析（数値解析）を行ったり、製作したステータコアにおいてサーチコイルを用いて誘起電圧を実測して誘起電圧を積分したりすることにより導くことができる。
　次に、ティース部の平均磁束密度から、ティース部の平均磁界の強さＨ［Ａ／ｍ］を算出する。ティース部の平均磁界の強さは、開発材の比透磁率に基づいて算出することができる。次に、ティース部の平均磁界の強さで励磁したときの、圧延方向からの角度ごとのティース部の磁束密度Ｂ［Ｔ］を開発材Ａの材料特性に基づいて算出する。なお、圧延方向からの角度ごとのティース部の磁束密度は、圧延方向からの角度における開発材のＢ－Ｈ特性により導くことができる。
　本変形例において、図８に示すコア片４０を積層させる分割コアでは、圧延方向からの角度４５°におけるティース部の磁束密度を算出する。また、図１０に示すコア片９０を積層させる分割コアでは、圧延方向からの角度０°におけるティース部の磁束密度を算出する。なお、上述したように、開発材は、圧延方向からの角度４５°であるときのＢ５０比率が最も大きく、圧延方向からの角度０°、９０°に近付くほどＢ５０比率は小さくなる。したがって、圧延方向からの角度４５°におけるティース部の磁束密度は大きく算出され、圧延方向からの角度０°におけるティース部の磁束密度は小さく算出される。
　次に、圧延方向からの角度ごとに最適なティース部の幅を決定する。具体的には、算出した圧延方向からの角度ごとのティース部の磁束密度に基づいて、ティース部の幅とティース部の磁束密度との積が各ティース部で略一定になるように、ティース部の幅を決定する。
　したがって、図８に示すコア片４０を積層させる分割コアではティース部の幅が狭く算出され、図１０に示すコア片９０を積層させる分割コアではティース部の幅が広く算出される。
　このように決定された最適なティース部の幅になるように、それぞれ図８に示すコア片４０を打ち抜く金型および図１０に示すコア片９０を打ち抜く金型を設計する。それぞれ設計した金型ごとに開発材を打ち抜いて、コア片４０およびコア片９０をそれぞれ生成する。
　図８に示すコア片４０を積層させた分割コアと、図１０に示すコア片９０を積層させた分割コアとを混在させてステータコアを構成することで、分割コアのティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときのティース部の磁束密度との積が、全ての分割コアの各ティース部で略一定になるようにステータコアを構成することができる。
　このように、本変形例では、種類の異なる分割コアが混在する場合に、分割コアのティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときのティース部の磁束密度との積が、全ての分割コアの各ティース部で略一定になるようにステータコアを構成する。したがって、種類の異なる分割コアが混在したステータコアであっても、磁束密度のばらつきを低減して、鉄損を抑制することができる。なお、略一定とは、完全に一定である場合に限られず、比較例よりも鉄損を抑制できる範囲が略一定に含まれる。具体的には、略一定とは、ティース部の幅とティース部の磁束密度との積の最大値と最小値との差異が±５％の範囲内であることを意味する。例えば、ティース部の幅とティース部の磁束密度との積が１．５［Ｔ］の場合、各ティース部におけるティース部の幅とティース部の磁束密度との積が１．４２５［Ｔ］～１．５７５［Ｔ］の範囲内（±５％の範囲内）程度である。
　なお、本変形例では、所定の運転条件（例えば所定のトルク）で運転させたときのティース部の平均磁束密度を解析する場合について説明したが、所定の運転条件は適宜、選択することができる。例えば、想定される複数の運転条件のうち運転時間の比率の最も高い運転条件を所定の運転条件にしてもよい。また、決定したティースの最適な幅を、更に、複数の運転条件ごとの運転時間の比率に基づいて重み付けしてもよい。
　また、本変形例では、２種類の分割コアが混在したステータコアについて説明したが、この場合に限られず、３種類以上の分割コアが混在したステータコアにも適用することができる。
　以上、本発明を種々の実施形態と共に説明したが、本発明はこれらの実施形態にのみ限定されるものではなく、本発明の範囲内で変更等が可能である。
　本発明によれば、複数の分割コアを備えたステータコアの磁気特性を向上させることができる。よって、産業上の利用可能性が高い。
　１０：回転電機
　２１：ステータコア
　３０：分割コア
　３１：ティース部
　３２：コアバック部
　４０：コア片
　４１：ティース
　４２：コアバック
　５０：ロータ
　５１：ロータコア
　５２：永久磁石
　６０：回転軸

Claims (9)

  1. 　複数の分割コアを備えたステータコアであって、
    　前記複数の分割コアは、電磁鋼板からなるコア片を積層して構成され、
    　前記電磁鋼板は、
    　質量％で、
    　Ｃ：０．０１００％以下、
    　Ｓｉ：１．５０％～４．００％、
    　ｓｏｌ．Ａｌ：０．０００１％～１．０％、
    　Ｓ：０．０１００％以下、
    　Ｎ：０．０１００％以下、
    　Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｐｔ、Ｐｂ、Ｃｕ、Ａｕからなる群から選ばれる１種以上：総計で２．５０％～５．００％、
    　Ｓｎ：０．０００％～０．４００％、
    　Ｓｂ：０．０００％～０．４００％、
    　Ｐ：０．０００％～０．４００％、および
    　Ｍｇ、Ｃａ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ、Ｐｒ、Ｚｎ、およびＣｄからなる群から選ばれる１種以上：総計で０．００００％～０．０１００％を含有し、
    　Ｍｎ含有量（質量％）を［Ｍｎ］、Ｎｉ含有量（質量％）を［Ｎｉ］、Ｃｏ含有量（質量％）を［Ｃｏ］、Ｐｔ含有量（質量％）を［Ｐｔ］、Ｐｂ含有量（質量％）を［Ｐｂ］、Ｃｕ含有量（質量％）を［Ｃｕ］、Ａｕ含有量（質量％）を［Ａｕ］、Ｓｉ含有量（質量％）を［Ｓｉ］、ｓｏｌ．Ａｌ含有量（質量％）を［ｓｏｌ．Ａｌ］としたときに、以下の（１）式を満たし、
    　残部がＦｅおよび不純物からなる化学組成を有し、
    　圧延方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｌ、圧延方向から４５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ１、圧延方向から９０°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｃ、圧延方向から１３５°傾いた方向におけるＢ５０の値をＢ５０Ｄ２としたときに、以下の（２）式且つ（３）式を満たし、｛１００｝＜０１１＞のＸ線ランダム強度比が５以上３０未満であり、板厚が０．５０ｍｍ以下であり、
    　前記複数の分割コアのうち少なくとも１つの分割コアのコア片は、
    　ティースの径方向およびコアバックの延在方向の何れもが、前記電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていることを特徴とするステータコア。
    　（［Ｍｎ］＋［Ｎｉ］＋［Ｃｏ］＋［Ｐｔ］＋［Ｐｂ］＋［Ｃｕ］＋［Ａｕ］）－（［Ｓｉ］＋［ｓｏｌ．Ａｌ］）＞０％　　　・・・（１）
    　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．７Ｔ　　　　　　　　　・・・（２）
    　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（３）
  2. 　以下の（４）式を満たすことを特徴とする請求項１に記載のステータコア。
    　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．１×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（４）
  3. 　以下の（５）式を満たすことを特徴とする請求項１に記載のステータコア。
    　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．２×（Ｂ５０Ｌ＋Ｂ５０Ｃ）／２・・・（５）
  4. 　以下の（６）式を満たすことを特徴とする請求項１に記載のステータコア。
    　（Ｂ５０Ｄ１＋Ｂ５０Ｄ２）／２＞１．８Ｔ　　　　　　　　　・・・（６）
  5. 　前記電磁鋼板は、
    　前記磁気特性の優れた方向が前記電磁鋼板の圧延方向からの角度４５°および１３５°の方向であり、
    　前記ティースの径方向が、前記圧延方向からの角度４５°および１３５°のうち何れか一方の方向に沿っており、
    　前記コアバックの延在方向が、前記圧延方向からの角度４５°および１３５°のうち何れか他方の方向に沿っていることを特徴とする請求項１に記載のステータコア。
  6. 　前記複数の分割コアは、
    　全ての分割コアのコア片において、前記ティースの径方向および前記コアバックの延在方向の何れもが、前記電磁鋼板の磁気特性の優れた方向に沿っていることを特徴とする請求項１から５の何れか１項に記載のステータコア。
  7. 　前記複数の分割コアは、それぞれティース部を有し、
    　複数のティース部のうち、磁気特性の優れた方向に沿ったティース部の幅が、磁気特性の優れた方向に沿っていないティース部の幅よりも狭いことを特徴とする請求項１から５の何れか１項に記載のステータコア。
  8. 　前記ティース部の幅と、所定の磁界の強さで励磁したときの前記ティース部の磁束密度との積が、前記複数の分割コアの各ティース部で略一定であることを特徴する請求項７に記載のステータコア。
  9. 　請求項１から８の何れか１項に記載のステータコアを備えることを特徴とする回転電機。
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