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WO2013100200A1 - 方向性電磁鋼板およびその製造方法 - Google Patents

方向性電磁鋼板およびその製造方法 Download PDF

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WO2013100200A1 PCT/JP2012/084307 JP2012084307W WO2013100200A1 WO 2013100200 A1 WO2013100200 A1 WO 2013100200A1 JP 2012084307 W JP2012084307 W JP 2012084307W WO 2013100200 A1 WO2013100200 A1 WO 2013100200A1
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    • C21D2201/00—Treatment for obtaining particular effects
    • C21D2201/05—Grain orientation

Definitions

  • the present invention relates to a grain-oriented electrical steel sheet used for applications such as transformer iron cores and a method for producing the same, and in particular, aims to simultaneously improve iron loss and noise.
  • Flux density is capable of improving by integrated the crystal orientation of the steel sheet to Goss orientation, for example, Patent Document 1, a manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet having a magnetic flux density B 8 of greater than 1.97T is disclosed ing.
  • Non-Patent Document 1 the iron loss, high purity materials, the highly oriented, sheet thickness reduction, Si, improved by the Al addition and magnetic domain refining are possible (e.g., Non-Patent Document 1) are generally high magnetic flux density B 8 The iron loss tends to deteriorate as the value increases.
  • Patent Document 2 a magnetic domain refinement technique by improving film tension (for example, Patent Document 2) or introducing thermal strain is used.
  • the method for improving the film tension as shown in Patent Document 2 has a limit in increasing the effect of reducing the iron loss because the applied strain is small in the vicinity of the elastic region.
  • Patent Document 3 discloses a method of manufacturing an electrical steel sheet having an iron loss with W 17/50 being less than 0.8 W / kg by electron beam irradiation. Electron beam irradiation is extremely useful for reducing iron loss. It turns out that it is a technique.
  • Patent Document 4 discloses a method for reducing iron loss by laser irradiation.
  • Patent Document 5 reports that a hardened region generated in a steel sheet by laser irradiation or the like hinders domain wall movement and increases hysteresis loss. Therefore, in order to reduce the iron loss to the maximum, it is necessary to suppress an increase in the hysteresis loss while reducing the eddy current loss.
  • Patent Document 5 discloses a technique for enhancing the effect of reducing eddy current loss and reducing iron loss by optimizing the integral value of compressive residual stress in the rolling direction in a cross section perpendicular to the sheet width direction. ing.
  • Japanese Patent No. 4123679 Japanese Patent Publication No. 2-8027 Japanese Examined Patent Publication No. 7-65106 Japanese Patent Publication No. 3-13293 Japanese Patent No. 4344264 JP 2008-106288 A Japanese Patent No. 3500103
  • Patent Document 5 According to the methods for reducing iron loss shown in the prior art (Patent Document 5 and Patent Document 6), it is possible to reduce hysteresis loss and eddy current loss, respectively, but it is difficult to simultaneously reduce noise. It was.
  • the residual stress distribution shown in Patent Document 6 is composed of a strong rolling direction tensile stress in the vicinity of the laser-irradiated surface of the steel sheet and a slightly strong rolling direction compressive stress inside the sheet thickness direction. When tensile and compressive stresses exist simultaneously, the steel sheet is easily deformed so as to eliminate these stresses.
  • the present inventors have optimized the strain distribution of tension and compression generated in a steel sheet when a high energy beam is introduced for magnetic domain fragmentation. Therefore, we thought that both low iron loss and low noise could be achieved.
  • the compressive strain in the rolling direction is preferably present more in order to stabilize the reflux magnetic domain and enhance the magnetic domain fragmentation effect.
  • the tensile strain in the rolling direction not only destabilizes the reflux magnetic domain, but is excessively large with respect to the compressive strain. Less is preferred because it significantly degrades noise.
  • the compressive strain (or compressive stress) in the rolling direction coexists with the strong tensile strain (or tensile stress) in the compressive direction or the direction perpendicular to the rolling direction.
  • the strong tensile strain (or tensile stress) in the compressive direction or the direction perpendicular to the rolling direction For example, in the stress distribution in the rolling direction shown in FIG. 2 of Patent Document 6, a very large tensile stress of 40 kgf / mm 2 , which is nearly twice as large as the compressive stress: 22 kgf / mm 2 , is formed. This tensile stress is presumed to have occurred because the surface layer portion of the steel sheet irradiated with laser or the like is heated to maintain the state of thermal expansion in the rolling direction even after cooling. As shown in FIG.
  • the inventors of the present invention are able to suppress the expansion in the rolling direction by adjusting the irradiation conditions of the laser and the electron beam with respect to the above-described expansion direction, and to expand in the plate thickness direction, and in turn compressive strain in the rolling direction.
  • the tensile strain can be reduced and a strain distribution advantageous for low iron loss and low noise can be formed.
  • the inventors adjust the beam diameter within an appropriate range according to the scanning speed of a high-energy beam such as a heat ray, a light beam, or a particle beam, The knowledge that the tensile strain in the thickness direction can be increased was obtained.
  • the present invention is based on the above findings.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1.
  • a grain-oriented electrical steel sheet having a reflux magnetic domain formed linearly across the rolling direction in the rolling direction the strain distribution in the cross section in the rolling direction of the region where the reflux magnetic domain is formed
  • the maximum tensile strain is 0.45% or less
  • the maximum tensile strain t (%) in the rolling direction and the maximum compressive strain c (%) are expressed by the following formula (1).
  • the surface scanning speed v (on the steel sheet at a periodic interval of 10 mm or less in the rolling direction in an angle direction within 30 ° from the direction perpendicular to the rolling direction.
  • m / s) and beam diameter d ( ⁇ m) are given by the following formula (2) 200 ⁇ d ⁇ ⁇ 0.04 ⁇ v 2 + 6.4 ⁇ v + 190 ⁇ (2) 2.
  • the grain-oriented electrical steel sheet according to the present invention has extremely low iron loss and noise, when applied to a transformer core or the like, it is possible to produce a transformer that has high energy use efficiency and can be used in various environments. It is extremely useful in industry. And by using this invention steel plate, not only can transformer iron loss W17 / 50 be 0.90 W / kg or less, but also noise can be made less than 45 dBA (background noise 30 dBA).
  • the present invention will be specifically described below.
  • the present invention is applied to a grain-oriented electrical steel sheet, and the steel sheet may or may not have a coating such as an insulating coating on the ground iron.
  • the steel sheets to be laminated are insulated.
  • the grain-oriented electrical steel sheet has periodically the reflux magnetic domains formed linearly in the direction perpendicular to the rolling direction by the manufacturing method described below.
  • the maximum tensile strain in the thickness direction is 0.45% or less
  • the maximum tensile strain t (%) in the rolling direction and the maximum compressive strain c. (%) Is the following formula (1) t + 0.06 ⁇ t + c ⁇ 0.35 --- (1) Satisfies the relationship.
  • the strain distribution in the rolling direction cross section can be measured by, for example, X-ray diffraction or EBSD-wilkson method.
  • the present inventors changed the beam irradiation conditions, produced steel plates having various strain distributions, and investigated the relationship between the strain in the steel plate, iron loss, and noise, and as a result, found the following. .
  • the transformer iron loss W 17/50 has a maximum tensile strain in the plate thickness direction of 0.45% or less and a maximum compressive strain c in the rolling direction of 0.06% or more. In this case, it was 0.90 W / kg or less.
  • the maximum compressive strain c in the rolling direction is smaller than 0.06%, the magnetic domain refinement effect is excessively small and the effect of reducing iron loss (eddy current loss) is small.
  • the maximum tensile strain in the plate thickness direction exceeds 0.45%, excessive strain is generated, so that dislocations are introduced and hysteresis loss is deteriorated, so iron loss is not sufficiently reduced.
  • the iron loss is increased by increasing the maximum compressive strain c in the rolling direction from the viewpoint of reducing eddy current loss, and by decreasing the maximum tensile strain in the thickness direction from the viewpoint of suppressing increase in hysteresis loss. Optimization is possible.
  • the transformer noise is less than 45 dB if the sum of the maximum tensile strain t and the maximum compressive strain c in the rolling direction is t + c ⁇ 0.35%.
  • t + c> 0.35% strong tensile stress in the rolling direction, strong compressive stress, or both exist, but in this case, as shown in FIG. Since the steel sheet is easily deformed, when it is used as a transformer core, in addition to the deformation of the iron core due to the expansion and contraction of the crystal lattice, a deformation mode that releases internal stress is added during excitation, resulting in high noise. It is considered to be.
  • an electron beam As an irradiation condition of a high energy beam, that is, a heat beam, a light beam, or a particle beam, an electron beam will be described below, but the basic concept is the same for other irradiation conditions such as laser irradiation and plasma flame irradiation.
  • the grain-oriented electrical steel sheet of the present invention can be produced by irradiating an electron beam in an angle direction of 30 ° or less from the direction perpendicular to the rolling direction so as to cross the rolling direction of the steel sheet.
  • the beam scanning from one end to the other end of the steel plate is repeated with an interval of 2 to 10 mm in the rolling direction. If this interval is excessively short, the productivity will be excessively reduced, so that it is preferable to set the distance to 2 mm or more. On the other hand, if it is excessively long, the magnetic domain fragmentation effect is not sufficiently exhibited, so that it is preferable to set it to 10 mm or less.
  • irradiation may be performed using a plurality of irradiation sources.
  • the irradiation time is often performed along a scanning line so as to repeat a long time (s 1 ) and a short time (s 2 ) as shown in FIG.
  • the repeated distance period (hereinafter referred to as dot pitch) is preferably 0.6 mm or less. Normally, s 2 is sufficiently short with respect to s 1 and can be ignored, so the reciprocal of s 1 may be used as the irradiation frequency. If the dot pitch is larger than 0.6 mm, the area irradiated with sufficient energy is reduced, and a sufficient magnetic domain refinement effect cannot be obtained.
  • the scanning speed of the irradiated portion on the steel plate is preferably 100 m / s or less.
  • the scanning speed is increased, it is necessary to increase the energy irradiated per unit time in order to irradiate energy necessary to subdivide the magnetic domains.
  • the scanning speed is 10 m / s or more.
  • the beam diameter d ( ⁇ m) needs to satisfy the following equation (2) as the beam profile of the electron beam. 200 ⁇ d ⁇ ⁇ 0.04 ⁇ v 2 + 6.4 ⁇ v + 190 ⁇ (2)
  • v (m / s) is the scanning speed of the electron beam on the steel plate surface. If the beam diameter is smaller than 200 ⁇ m, the energy density of the beam becomes excessively high, distortion increases, and hysteresis loss and noise deteriorate.
  • the beam diameter is excessively large, in the case of dot-shaped irradiation, as schematically shown in FIG. 5, the overlapping area of beam spots irradiated for a long time increases, or continuous beam irradiation occurs.
  • the beam irradiation time (rolling direction beam diameter / beam scanning speed) at a point on the beam scanning line becomes excessively long. Therefore, the beam diameter is ( ⁇ 0.04 ⁇ v 2 + 6.4 ⁇ v + 190) ⁇ m or less.
  • the detailed mechanism is unknown, but if the irradiation is performed for a long time, the expansion region of the steel sheet expands in the in-plane direction due to thermal diffusion, or after the beam irradiation, the tensile residual strain in the rolling direction also increases. Noise characteristics deteriorate. Therefore, when the beam diameter is large, it is preferable to increase the scanning speed.
  • the present inventors investigated the relationship between the beam diameter and (t + c). As shown in FIG. 6, when the beam diameter is ( ⁇ 0.04 ⁇ v 2 + 6.4 ⁇ v + 190) ⁇ m or less, It was found that (t + c) after irradiation can be suppressed. Therefore, in the present invention, the surface scanning speed v (m / s) and the beam diameter d ( ⁇ m) are expressed by the following equation (2). 200 ⁇ d ⁇ ⁇ 0.04 ⁇ v 2 + 6.4 ⁇ v + 190 ⁇ (2) It was decided to satisfy this relationship.
  • the electron beam profile was measured by a known slit method.
  • the slit width was adjusted to 30 ⁇ m, and the half width of the obtained beam profile was taken as the beam diameter.
  • other irradiation energy and the like have been adjusted as appropriate based on conventional knowledge because the adjustment range and appropriate values differ depending on conditions such as WD (Working Distance) and vacuum degree.
  • the beam diameter was the half width of the beam profile obtained by the knife edge method.
  • the outer shape of the model transformer transformer is a steel plate having a 500 mm square and a width of 100 mm.
  • the steel sheet is bevel-cut into the shape shown in FIG. 7, and the stacking thickness is about 15 mm and the iron core weight is about 20 kg, so that the steel sheet having a thickness of 0.23 mm is 70 sheets, the steel sheet having a thickness of 0.27 mm is 60 sheets, 80 sheets of 0.20 mm thick steel plates are laminated.
  • the longitudinal direction of the sample subjected to oblique shearing was set to be the rolling direction.
  • the laminating method was two-layered 5-step step lap stacking. Specifically, as the central leg member (shape B), one type of symmetrical member (B-1) and two types of asymmetrical members (B-2, B-3) (in reality, three types) Using asymmetric members (five kinds by turning over B-2 and B-3), the actual stacking method is, for example, “B-3” “B-2” “B-1” “B-2 inversion” “B -3 inversion ".
  • the iron cores were stacked on a flat surface, and sandwiched with a bakelite holding plate with a load of about 0.1 MPa and fixed. The three phases were excited by shifting the phase by 120 °, and the iron loss and noise were measured at a magnetic flux density of 1.7 T. Noise was measured with a microphone at a position (2 places) 20 cm away from the iron core surface and expressed in dBA units with A scale correction.
  • Component composition of the material examples include the following elements.
  • Si 2.0 to 8.0 mass%
  • Si is an element effective for increasing the electrical resistance of steel and improving iron loss.
  • the content is less than 2.0% by mass, a sufficient iron loss reducing effect cannot be achieved. If it exceeds 0% by mass, the workability is remarkably reduced and the magnetic flux density is also reduced. Therefore, the Si content is preferably in the range of 2.0 to 8.0% by mass.
  • C 50 mass ppm or less C is added to improve the hot-rolled sheet structure, but it is preferable to reduce C to 50 mass ppm or less where magnetic aging does not occur in the final product.
  • Mn 0.005 to 1.0 mass% Mn is an element necessary for improving the hot workability, but if the content is less than 0.005% by mass, the effect of addition is poor, whereas if it exceeds 1.0% by mass, the magnetic flux density of the product plate Therefore, the amount of Mn is preferably in the range of 0.005 to 1.0% by mass.
  • Ni 0.03-1.50% by mass
  • Sn 0.01-1.50% by mass
  • Sb 0.005-1.50% by mass
  • Cu 0.03-3.0% by mass
  • P At least one selected from 0.03 to 0.50 mass%
  • Mo 0.005 to 0.10 mass%
  • Cr 0.03 to 1.50 mass%
  • Ni improves the hot rolled sheet structure
  • the content is less than 0.03% by mass
  • the effect of improving the magnetic properties is small.
  • it exceeds 1.50% by mass the secondary recrystallization becomes unstable and the magnetic properties deteriorate.
  • the Ni content is preferably in the range of 0.03 to 1.50 mass%.
  • Sn, Sb, Cu, P, Mo, and Cr are elements that are useful for improving the magnetic properties, but if any of them does not satisfy the lower limit of each component, the effect of improving the magnetic properties is small. If the upper limit amount of each component is exceeded, the development of secondary recrystallized grains is hindered. The balance other than the above components is inevitable impurities and Fe mixed in the manufacturing process.
  • Electron beam, sample laser irradiation in this embodiment, SST rolling direction B 8 were measured in (veneer magnetic tester) is 1.95T from 1.91 T, iron loss was measured in the model transformer W 17 / 50 is 1.01 to 1.03 W / kg, and is a grain-oriented electrical steel sheet with a coating.
  • a steel sheet with a coating has a two-layer coating on the surface of the ground iron: a glassy coating composed mainly of Mg 2 SiO 4 and a coating (phosphate coating) on which an inorganic treatment solution is baked. It has a structure to do.
  • the electron beam and laser irradiation scanning was performed in a direction perpendicular to the rolling direction of the steel sheet, linearly across the entire width across the steel sheet, and at a periodic interval of 5 mm in the rolling direction.
  • laser irradiation was performed using a continuous wave fiber laser device, and the laser wavelength was near infrared light of about 1 ⁇ m.
  • the beam diameter in the rolling direction and the direction perpendicular to the rolling direction are the same.
  • the electron beam irradiation was performed at an acceleration voltage of 60 kV, a dot pitch of 0.01 to 0.40 mm, a shortest distance from the center of the focusing coil to the irradiated material: 700 mm, and a processing chamber pressure of 0.5 Pa or less.
  • the strain distribution in the cross section in the rolling direction is shown in CrossCourt Ver. It was measured by the EBSD-wilkinson method using 3.0 (manufactured by BLG Products Bristol).
  • the measurement visual field was in the range of (rolling direction 600 ⁇ m or more ⁇ total thickness), and the center of the laser and electron beam irradiation was placed at the approximate center of the measurement visual field.
  • the measurement pitch was 5 ⁇ m, and the position within the same grain that was 50 ⁇ m away from the corner of the measurement field was selected as the undistorted reference point. The obtained results are shown in Table 1.

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Description

方向性電磁鋼板およびその製造方法
　本発明は、変圧器の鉄心などの用途に使用される方向性電磁鋼板およびその製造方法に関し、特に鉄損と騒音の改善を同時に達成しようとするものである。
　近年、エネルギの効率的使用を背景として、変圧器メーカなどにおいて、磁束密度が高く、鉄損が低い電磁鋼板が求められている。
　磁束密度は、鋼板の結晶方位をゴス方位へ集積させることによって向上が可能であり、例えば特許文献１には、１．９７Ｔを超える磁束密度Ｂ８を有する方向性電磁鋼板の製造方法が開示されている。
　一方、鉄損は、素材の高純度化、高配向性、板厚低減、Ｓｉ，Ａｌ添加および磁区細分化によって改善が可能である（例えば非特許文献１）が、一般に磁束密度Ｂ８を高くするほど鉄損は劣化する傾向にある。
　例えば、磁束密度Ｂ８の向上を目的として結晶方位をゴス方位へ集積させると、静磁エネルギが下がるため、磁区幅が広がって、渦電流損が高くなることが知られている。
　そこで、渦電流損を低減する方法として、被膜張力の向上（例えば特許文献２）や熱歪みの導入による磁区細分化技術が利用されている。
　しかしながら、特許文献２に示されるような被膜張力の向上方法は、付与する歪みが弾性域近傍と小さいため、鉄損の低減効果の増大には限界がある。
　一方、熱歪みの導入による磁区細分化は、プラズマ炎やレーザ、電子ビーム照射などによって行われている。
　例えば、特許文献３には、電子ビーム照射によってＷ１７／５０が０．８Ｗ／ｋｇを下回る鉄損を有する電磁鋼板の製造方法が開示されており、電子ビーム照射は極めて有用な低鉄損化手法であることが分かる。
　また、特許文献４には、レーザ照射によって、鉄損を低減する方法が開示されている。
　ところで、プラズマ炎やレーザ、電子ビームなどの高エネルギビームを照射すると、磁区が細分化して渦電流損が下がる一方で、ヒステリシス損が増大することが知られている。
　例えば、特許文献５には、レーザ照射などによって鋼板に生じる硬化領域が、磁壁移動を妨害して、ヒステリシス損を高くすると報告されている。従って、鉄損を最大限低減するためには、渦電流損を下げながらも、ヒステリシス損の増大を抑制することが必要である。
　このような問題に対して、ヒステリシス損と渦電流損を別々の観点から適正化し、低鉄損化する技術が示されている。
　例えば、特許文献５では、レーザ出力やスポット径比を調整することにより、レーザ走査方向と直角方向の、レーザ照射によって硬化する領域を０．６ｍｍ以下に縮小させ、照射によるヒステリシス損の増大を抑制することで、鉄損の一層の低減を図っている。
　また、特許文献６には、板幅方向に垂直な断面における圧延方向の圧縮残留応力の積分値を適正化することによって、渦電流損の低減効果を高め、低鉄損化する技術が開示されている。
　さらに、近年の変圧器には、高磁束密度、低鉄損であるだけでなく、良好な生活環境を創出するために、低騒音であることが求められている。変圧器に生じる騒音は、主に鉄心の結晶格子の伸縮運動が成因であると考えられており、抑制手段の一つとして、単板の磁気歪みを低減することが有効であることが数多く示されている（例えば特許文献７等）。
特許第４１２３６７９号公報 特公平２−８０２７号公報 特公平７−６５１０６号公報 特公平３−１３２９３号公報 特許第４３４４２６４号公報 特開２００８−１０６２８８号公報 特許第３５００１０３号公報
「軟磁性材料の最近の進歩」、第１５５・１５６回西山記念技術講座、社団法人日本鉄鋼協会、平成７年２月１０日発行
　従来技術（特許文献５、特許文献６）に示された低鉄損化の方法によれば、それぞれヒステリシス損、渦電流損を低減させることはできるものの、騒音を同時に低減させることが困難であった。
　例えば、特許文献６に示された、残留応力分布は、鋼板のレーザ照射面近傍の強い圧延方向引張応力とその板厚方向内部のやや強い圧延方向圧縮応力とからなるが、このように圧延方向の引張と圧縮の応力が同時に存在すると、これらの応力を解消するように鋼板が変形しやすくなる。そうすると、このような方向性電磁鋼板を組み合わせて作製される変圧器は、励磁時に、結晶格子の伸縮に伴う鉄心の変形に加えて、内部応力を解放するような鉄心の変形モードが付加されるため、騒音が大きくなる。
　本発明者らは、上記の問題を解決するために種々検討を重ねた結果、磁区細分化のために高エネルギビームを導入した際に鋼板内に生じる引張と圧縮の歪み分布を適正化することによって、低鉄損と低騒音が両立できるのではないかと考えた。
　圧延方向の圧縮歪みは、還流磁区を安定化し、磁区細分化効果を高めるため、より多く存在することが好ましい。しかし、一方で、圧延方向の引張歪みは、還流磁区を逆に不安定化するだけでなく、圧縮歪みに対して過度に大きな歪みであると、鋼板に反りなどの変形を与えやすく、変圧器騒音を著しく劣化させるため、より少ないことが好ましい。
　従来より、圧延方向の圧縮歪み（あるいは圧縮応力）は、圧廷方向または圧延直角方向の強い引張歪み（あるいは引張応力）と共存していることが示されていた。例えば、特許文献６の図２に示される圧延方向応力分布には、圧縮応力：２２ｋｇｆ／ｍｍ２に比較して２倍近くの非常に大きい４０ｋｇｆ／ｍｍ２の引張応力が形成されている。この引張応力は、レーザなどを照射した鋼板表層部が高温化し、圧延方向に熱膨張した状態が冷却後にも保持されるために生じたものと推定される。図８に示すように、本発明者らの実験と解析によってもレーザや電子ビーム照射した鋼板表面には、引張歪みが存在することが明らかとなっている。このような引張応力分布や引張歪分布の適正化は、鉄損のみを低減することを目的とした特許文献６には示唆されていない新規な観点であり、かつ低騒音化するために重要な点である。
　本発明者らは、上記した膨張の方向について、レーザや電子ビームの照射条件を調整することによって、圧延方向の膨張を抑制し、板厚方向により膨張させることができること、ひいては圧延方向の圧縮歪みに対し、引張歪みを小さくさせ、低鉄損と低騒音に有利な歪み分布を形成することができることの知見を得た。
　また、本発明者らは、上記した膨張の方向に影響を与える条件として、熱線や光線、粒子線ビームなどの高エネルギビームの走査速度に応じてビーム径を適正範囲内に調整することによって、板厚方向の引張歪みを大きくできることの知見を得た。
　本発明は、上記の知見に立脚するものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．圧延方向を横切るように線状に形成された還流磁区を、圧延方向に周期的に有する方向性電磁鋼板において、上記還流磁区が形成された領域の圧延方向断面における歪み分布について、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％以下で、かつ圧延方向の最大引張歪みｔ（％）と最大圧縮歪みｃ（％）とが、次式（１）
　ｔ＋０．０６≦ｔ＋ｃ≦０．３５　　　　　　　　　　　　　−−−（１）
の関係を満たすことを特徴とする方向性電磁鋼板。
２．鋼板の圧延方向を横切るように高エネルギビームを照射するに際し、圧延直角方向から３０°以内の角度の方向に、圧延方向に１０ｍｍ以下の周期的な間隔で、しかも鋼板上の表面走査速度ｖ（ｍ／ｓ）とビーム径ｄ（μｍ）とが、次式（２）
　２００≦ｄ≦−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０　　　　−−−（２）
の関係を満足する条件で高エネルギビームを照射することを特徴とする、前記１に記載の方向性電磁鋼板の製造方法。
　本発明に従う方向性電磁鋼板は、鉄損と騒音が極めて低いために、変圧器の鉄心などに適用した場合に、エネルギ使用効率が高く、しかも様々な環境で使用できる変圧器の作製が可能となり、産業上極めて有用である。
　そして、本発明鋼板を使用することにより、変圧器鉄損Ｗ１７／５０を０．９０Ｗ／ｋｇ以下にすることができるだけでなく、騒音を４５ｄＢＡ未満（暗騒音３０ｄＢＡ）にすることができる。
板厚方向の最大引張歪みと変圧器鉄損Ｗ１７／５０との関係を、圧延方向の最大圧縮歪みｃをパラメータとして示した図である。 圧延方向の最大引張歪みｔと最大圧縮歪みｃとの合計（ｔ＋ｃ）と変圧器騒音との関係を示した図である。 圧延方向の引張歪みと圧縮歪みに起因した鋼板内の応力状態が、鋼板の反りに与える影響を示した図である。 電子ビームの照射要領を示した図である。 ビーム径の大小により、鋼板に導入される歪みの状態が異なる様を模式的に示した図である。 表面走査速度ｖとビーム径ｄが（ｔ＋ｃ）に及ぼす影響を示した図である。 モデルトランス変圧器の鉄心形状を示した図である。 レーザや電子ビーム照射した鋼板表面における引張歪み分布を示した図である。
　以下、本発明を具体的に説明する。
［方向性電磁鋼板］
　本発明は、方向性電磁鋼板に適用され、鋼板としては、地鉄の上に絶縁被膜などのコーティングを備えていても、いなくてもいずれでも良い。ただし、変圧器鉄損、騒音を測定する際には、積層する鋼板の間が絶縁されるようにする。
　さらに、本方向性電磁鋼板は、以下に示す製造方法などによって、圧延直角方向に線状に形成された還流磁区を、圧延方向に周期的に有するものである。
　また、この還流磁区が形成された領域の圧延方向断面の歪み分布において、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％以下であり、圧延方向の最大引張歪みｔ（％）と最大圧縮歪みｃ（％）とが、次式（１）
　ｔ＋０．０６≦ｔ＋ｃ≦０．３５　　　　　　　　　　−−−（１）
の関係を満足するものである。
　なお、圧延方向断面の歪み分布は、例えばＸ線回折や、ＥＢＳＤ−ｗｉｌｋｉｎｓｏｎ法によって測定することができる。
　さて、本発明者らは、ビーム照射条件を変更し、さまざまな歪み分布を有する鋼板を作製して、鋼板内の歪と鉄損、騒音との関係について調査した結果、以下のことを突き止めた。
（Ｉ）図１に示すように、変圧器鉄損Ｗ１７／５０は、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％以下で、かつ圧延方向の最大圧縮歪みｃが０．０６％以上の場合に、０．９０Ｗ／ｋｇ以下となった。圧延方向の最大圧縮歪みｃが０．０６％よりも小さい場合には、磁区細分化効果が過度に小さく鉄損（渦電流損）の低減効果が小さい。一方、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％を超えるときは、過度な歪みが生成することにより、転位などが導入されて、ヒステリシス損が劣化するために、鉄損は十分に低減しない。
　上記のように、鉄損は、渦電流損低減の観点からは、圧延方向の最大圧縮歪みｃを大きくし、ヒステリシス損増大抑制の観点からは、板厚方向の最大引張歪みを小さくすることによって、適正化が可能である。
（ＩＩ）図２に示すように、変圧器騒音は、圧延方向の最大引張歪みｔと最大圧縮歪みｃとの合計が、ｔ＋ｃ≦０．３５％であれば、騒音が４５ｄＢ未満となる。一方、ｔ＋ｃ＞０．３５％の場合には、圧延方向の強い引張応力、強い圧縮応力、あるいはその両方が存在するが、この場合、図３に示すように、これらの応力を解消するように鋼板が変形しやすくなるため、変圧器の鉄心としたときには、励磁時に、結晶格子の伸縮に伴う鉄心の変形に加えて、内部応力を解放するような変形モードが付加されるため、騒音が大きくなると考えられる。
　なお、前述したとおり、低鉄損を達成する圧延方向の最大圧縮歪みｃの条件は、
　０．０６≦ｃ、従ってｔ＋０．０６≦ｔ＋ｃ
であるため、次式（１）
　ｔ＋０．０６≦ｔ＋ｃ≦０．３５　　　　　　　　　　−−−（１）
の関係を満足することが、低鉄損と低騒音を両立させる条件となる。
　高エネルギビーム、すなわち熱線や光線、粒子線ビームの照射条件として、以下では、電子ビームについて説明するが、レーザ照射やプラズマ炎照射などその他の照射条件についても基本的な考え方は同じである。
［電子ビーム照射条件］
　本発明の方向性電磁鋼板は、鋼板の圧延方向を横切るように、好ましくは圧延直角方向から３０°以下の角度方向に、電子ビームを照射することによって製造することができる。この鋼板の一端から他端までのビーム走査は、圧延方向に２~１０ｍｍの間隔をおきながら繰り返し行う。この間隔が過度に短いと、生産性が過度に低下してしまうため、２ｍｍ以上とするのが好ましい。一方、過度に長いと、磁区細分化効果が十分発揮されないため、１０ｍｍ以下とするのが好適である。
　なお、照射する材料の幅が広すぎる場合には、複数の照射源を用いて照射しても良い。
　特に電子ビーム照射などの場合には、走査線に沿って、照射時間が、図４に示すように、長時間（ｓ１）、短時間（ｓ２）を繰り返すようにして行うことが多い。この繰り返しの距離周期（以下、ドットピッチという）は、０．６ｍｍ以下とすることが好ましい。通常、ｓ２はｓ１に対して十分短く無視できるため、ｓ１の逆数を照射周波数として良い。ドットピッチが０．６ｍｍより大きい場合には、十分なエネルギが照射される面積が減少し、十分な磁区細分化効果が得られない。
　また、照射部の鋼板上での走査速度は、１００ｍ／ｓ以下とすることが好ましい。走査が高速化すると、磁区細分化するために必要なエネルギを照射するために、単位時間当たりに照射するエネルギを高くする必要がある。特に、走査を１００ｍ／ｓよりも高速化すると、単位時間当たりの照射エネルギが過度に高くなり、装置の安定性・寿命などに支障をきたす可能性がある。一方、走査が遅い場合は、生産性が過度に低下するため、望ましくは１０ｍ／ｓ以上とすることが好ましい。
　さらに、電子ビームのビームプロファイルとして、ビーム径ｄ（μｍ）が次式（２）を満たす必要がある。
　２００≦ｄ≦−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０　　　　−−−（２）
　ここで、ｖ（ｍ／ｓ）は、鋼板表面上における電子ビームの走査速度である。
　ビーム径が２００μｍより小さいと、ビームのエネルギ密度が過度に高くなり、歪みが大きくなって、ヒステリシス損および騒音が劣化する。一方、ビーム径が過度に大きい場合、ドット状照射の場合には、図５に模式で示すように、長時間ビーム照射されるビームスポットのオーバーラップ領域が増大したり、連続的なビーム照射の場合にはビーム走査線上の点でのビーム照射時間（圧延方向ビーム径／ビーム走査速度）が過度に長くなったりする問題が生じる。よって、ビーム径は（−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０）μｍ以下とする。
　詳細なメカニズムは不明であるが、長時間照射を行うと、熱拡散によって鋼板の膨張領域が面内方向にも拡大するためか、ビーム照射後は、圧延方向の引張残留歪みも大きくなって、騒音特性が劣化する。そのため、ビーム径が大きい場合には、走査速度を増大させるのが好ましい。
　本発明者らは、ビーム径と（ｔ＋ｃ）との関係について調査したところ、図６に示すように、ビーム径が（−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０）μｍ以下であれば、照射後の（ｔ＋ｃ）を抑制できることが判明した。
　そこで、本発明では、表面走査速度ｖ（ｍ／ｓ）とビーム径ｄ（μｍ）について、次式（２）
　２００≦ｄ≦−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０　　　　−−−（２）
の関係を満足させることにしたのである。
　ここで、電子ビームプロファイルは、公知のスリット法によって測定した。スリット幅は３０μｍに調整し、得られたビームプロファイルの半値幅をビーム径とした。
　また、その他照射エネルギなどは、ＷＤ（Ｗｏｒｋｉｎｇ　Ｄｉｓｔａｎｃｅ）、真空度などの条件によって調整範囲、適正値が異なるため、従来知見に基づき適宜調整を行った。レーザの場合、ビーム径は、ナイフエッジ法により得られたビームプロファイルの半値幅とした。
［鉄損、騒音の評価］
　鉄損および騒音は、三相三脚の積み鉄心型の変圧器を模擬した、モデルトランス変圧器を用いて評価を行った。図７に示すように、モデルトランス変圧器の外形は５００ｍｍ角、幅は１００ｍｍの鋼板で構成される。鋼板を、図７に示す形状に斜角切断し、積み厚：約１５ｍｍ、鉄心重量：約２０ｋｇとなるように、０．２３ｍｍ厚の鋼板では７０枚、０．２７ｍｍ厚の鋼板では６０枚、０．２０ｍｍ厚の鋼板では８０枚を積層する。本測定では、斜角剪断した試料の長手方向が圧延方向となるようにした。積層方法は２枚重ねの５段ステップラップ積みとした。具体的には、中央の脚部材（形状Ｂ）として、対称の部材（Ｂ−１）１種と、非対称の部材（Ｂ−２，Ｂ−３）２種の計３種（実際には、非対称部材（Ｂ−２，Ｂ−３を裏返すことで都合５種）を用い、実際の積み方は例えば「Ｂ−３」「Ｂ−２」「Ｂ−１」「Ｂ−２反転」「Ｂ−３反転」の順に積む。
　鉄心は平面上に平積みし、さらにベークライト製の押さえ板で約０．１ＭＰａの加重で挟み込んで、固定した。三相は１２０°位相をずらして励磁を行い、磁束密度：１．７Ｔにおいて、鉄損と騒音の測定を行った。騒音は、鉄心表面より２０ｃｍ離れた位置（２箇所）にてマイクで測定し、Ａスケール補正を行ったｄＢＡ単位で表した。
［素材の成分組成］
　本発明が適用される方向性電磁鋼板の素材の成分組成としては、例えば以下の元素が挙げられる。
Ｓｉ：２．０~８．０質量％
　Ｓｉは、鋼の電気抵抗を高め、鉄損を改善するのに有効な元素であるが、含有量が２．０質量％に満たないと十分な鉄損低減効果が達成できず、一方８．０質量％を超えると加工性が著しく低下し、また磁束密度も低下するため、Ｓｉ量は２．０~８．０質量％の範囲とすることが好ましい。
Ｃ：５０質量ｐｐｍ以下
　Ｃは、熱延板組織の改善のために添加を行うが、最終製品では磁気時効の起こらない５０質量ｐｐｍ以下までＣを低減することが好ましい。
Ｍｎ：０．００５~１．０質量％
　Ｍｎは、熱間加工性を良好にする上で必要な元素であるが、含有量が０．００５質量％未満ではその添加効果に乏しく、一方１．０質量％を超えると製品板の磁束密度が低下するため、Ｍｎ量は０．００５~１．０質量％の範囲とすることが好ましい。
　上記の基本成分以外に、磁気特性改善成分として、次に述べる元素を適宜含有させることができる。
Ｎｉ：０．０３~１．５０質量％、Ｓｎ：０．０１~１．５０質量％、Ｓｂ：０．００５~１．５０質量％、Ｃｕ：０．０３~３．０質量％、Ｐ：０．０３~０．５０質量％、Ｍｏ：０．００５~０．１０質量％およびＣｒ：０．０３~１．５０質量％のうちから選んだ少なくとも１種
　Ｎｉは、熱延板組織を改善して磁気特性を向上させるために有用な元素である。しかしながら、含有量が０．０３質量％未満では磁気特性の向上効果が小さく、一方１．５０質量％を超えると二次再結晶が不安定になり磁気特性が劣化する。そのため、Ｎｉ量は０．０３~１．５０質量％の範囲とするのが好ましい。
　また、Ｓｎ，Ｓｂ，Ｃｕ，Ｐ，ＭｏおよびＣｒはそれぞれ、磁気特性の向上に有用な元素であるが、いずれも上記した各成分の下限に満たないと磁気特性の向上効果が小さく、一方上記した各成分の上限量を超えると二次再結晶粒の発達が阻害されるため、それぞれ上記の範囲で含有させることが好ましい。
　なお、上記成分以外の残部は、製造工程において混入する不可避的不純物およびＦｅである。
　本実施例で電子ビーム、レーザ照射した試料は、ＳＳＴ（単板磁気試験器）で測定した圧延方向のＢ８が１．９１Ｔから１．９５Ｔであり、モデルトランスで測定した鉄損Ｗ１７／５０が１．０１から１．０３Ｗ／ｋｇで、被膜付きの方向性電磁鋼板である。被膜付きの鋼板は、地鉄の表面に、Ｍｇ２ＳｉＯ４を主成分とするガラス状被膜およびその上に無機物の処理液を焼き付けた被膜（リン酸塩系コーティング）の２層の被膜が存在する構造になっている。
　電子ビームおよびレーザ照射に際しては、鋼板の圧延直角方向に、鋼板を横切るように全幅にわたり直線状に、かつ圧延方向に５ｍｍの周期的な間隔をあけて走査した。ここで、レーザ照射は、連続発振のファイバーレーザ装置を用いて行い、レーザ波長は１μｍ程度の近赤外光とした。また、圧延方向と圧延直角方向のビーム径は同じとした。さらに、電子ビーム照射は、加速電圧：６０ｋＶ、ドットピッチ：０．０１~０．４０ｍｍ、収束コイル中心から被照射材までの最短距離：７００ｍｍ、加工室圧力：０．５Ｐａ以下とした。
　圧延方向断面の歪み分布は、ＣｒｏｓｓＣｏｕｒｔ　Ｖｅｒ．３．０（ＢＬＧ　Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｓ　Ｂｒｉｓｔｏｌ製）を用いたＥＢＳＤ−ｗｉｌｋｉｎｓｏｎ法によって測定した。測定視野は、（圧延方向６００μｍ以上×全厚）の範囲とし、測定視野のほぼ中央部に、レーザ、電子ビーム照射の中心がくるようにした。また、測定ピッチは５μｍとし、測定視野の隅から５０μｍ離れた同一粒内の位置を無歪み参照点に選んだ。
　得られた結果を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１に示したように、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％以下で、圧延方向の最大引張歪みｔと最大圧縮歪みｃの合計（ｔ＋ｃ）が０．３５以下を満足する場合には、０．９０Ｗ／ｋｇ以下という低鉄損と４５ｄＢＡ未満という低騒音の両者を満足する方向性電磁鋼板が得られることが分かる。

Claims (2)

  1. 　圧延方向を横切るように線状に形成された還流磁区を、圧延方向に周期的に有する方向性電磁鋼板において、上記還流磁区が形成された領域の圧延方向断面における歪み分布について、板厚方向の最大引張歪みが０．４５％以下で、かつ圧延方向の最大引張歪みｔ（％）と最大圧縮歪みｃ（％）とが、次式（１）
    　ｔ＋０．０６≦ｔ＋ｃ≦０．３５　　　　　　　　　　　　　−−−（１）
    の関係を満たすことを特徴とする方向性電磁鋼板。
  2. 　鋼板の圧延方向を横切るように高エネルギビームを照射するに際し、圧延直角方向から３０°以内の角度の方向に、圧延方向に１０ｍｍ以下の周期的な間隔で、しかも鋼板上の表面走査速度ｖ（ｍ／ｓ）とビーム径ｄ（μｍ）とが、次式（２）
    　２００≦ｄ≦−０．０４×ｖ２＋６．４×ｖ＋１９０　　　　−−−（２）
    の関係を満足する条件で高エネルギビームを照射することを特徴とする、請求項１に記載の方向性電磁鋼板の製造方法。
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