CN114667661A - 定子铁芯、旋转电机、定子铁芯的设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明为一种具有被层叠的多个电磁钢板的定子铁芯，定子铁芯的多个齿(121a～121p)中的、沿着磁特性优异的方向的齿的宽度比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。

Description

定子铁芯、旋转电机、定子铁芯的设计方法

技术领域

本发明涉及一种定子铁芯、旋转电机、定子铁芯的设计方法。尤其是，适合用于具有被层叠的多个电磁钢板的定子铁芯。

本申请基于2019年11月15日在日本申请的特愿2019-206649号来主张优先权，并将其内容援用于此。

背景技术

作为旋转电机的定子铁芯(core)，主要使用电磁钢板。电磁钢板大致分为方向性电磁钢板与无方向性电磁钢板。电磁钢板的磁特性一般在板面内具有各向异性。尤其是，方向性电磁钢板的磁特性的各向异性较大，轧制方向的磁特性与其他方向相比极其良好。另一方面，即使为无方向性电磁钢板，尽管磁特性的各向异性比方向性电磁钢板更小，但在磁特性中也存在各向异性。当将这种在磁特性中存在各向异性的电磁钢板层叠而构成定子铁芯时，会生成磁特性良好的部分及不良好的部分，定子铁芯的磁特性的分布会发生偏差。具体而言，会发生定子铁芯内的磁通密度的偏差，铁损会变大。

在专利文献1中，公开了一种旋转电机的技术，其使定子铁芯的槽底与外周之间的磁通的通路尺寸(即，定子铁芯的轭的径向长度)在磁特性良好的区域中变小，在磁特性较差的区域中变大。在专利文献1所公开的旋转电机的技术中，通过使定子铁芯的轭的截面积根据磁特性而不同，从而使得对于相同的磁通，越是磁特性差的区域，磁通密度就越低。

在专利文献2中，公开了一种3极铁芯的技术，其使轧制方向或沿着轧制直角方向的方向的磁极齿的表面积比其他磁极齿的表面积更小。在专利文献2所公开的3极铁芯中，通过使轧制方向或沿着轧制直角方向的方向的磁极齿的表面积比其他磁极齿的表面积更小，从而廉价化，且能够消除磁通的不平衡。

先行技术文献

专利文献

专利文献1：日本国特开昭59-10142号公报

专利文献2：日本国特开平8-214476号公报

发明内容

发明要解决的技术问题

然而，在专利文献1所公开的技术中，因为磁通会从齿部弯曲地流入到轭，所以不容易确定是否使轭的周向上的某一部位的通路尺寸变大或变小。即，在专利文献1的技术中，会存在以下风险：难以确定定子铁芯的形状，且无法降低磁通密度的偏差。

此外，在专利文献2所公开的技术中，以轧制方向或沿着轧制直角方向的方向的磁通与其以外的方向的磁通相比更易通过为前提，但轧制方向或沿着轧制直角方向的方向的磁通有时会难以通过。即，会存在如下风险：即使像专利文献2的技术那样，基于轧制方向来确定3极铁芯的形状，也无法降低磁通密度的偏差。

本发明鉴于以上这样的问题点而完成，其目的在于降低磁通密度的偏差，从而抑制铁损。

用于解决技术问题的技术手段

为了解决上述问题，本发明采用以下的构成。

(1)本发明的一个方案的定子铁芯为一种具有被层叠的多个电磁钢板的定子铁芯，所述定子铁芯的多个齿中的、沿着磁特性优异的方向的齿的宽度比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。

(2)可以是，如上述(1)所述的定子铁芯中，在所述定子铁芯的齿中，所述定子铁芯的齿的宽度与以预定的磁场的强度励磁时的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

(3)可以是，如上述(1)或(2)所述的定子铁芯中，所述定子铁芯由被轧制的电磁钢板层叠而构成，所述电磁钢板具有以下的化学组分：以质量％计，含有C：0.0100％以下、Si：1.50％～4.00％、sol.Al：0.0001％～1.0％、S：0.0100％以下、N：0.0100％以下、从由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au构成的组中选择的1种以上：总计2.50％～5.00％、Sn：0.000％～0.400％、Sb：0.000％～0.400％、P：0.000％～0.400％、以及从由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd构成的组中选择的1种以上：总计0.0000％～0.0100％，在将Mn含量(质量％)记为[Mn]，将Ni含量(质量％)记为[Ni]，将Co含量(质量％)记为[Co]，将Pt含量(质量％)记为[Pt]，将Pb含量(质量％)记为[Pb]，将Cu含量(质量％)记为[Cu]，将Au含量(质量％)记为[Au]，将Si含量(质量％)记为[Si]，将sol.Al含量(质量％)记为[sol.Al]时，满足以下(1)式，剩余部分具有由Fe及杂质构成，在将轧制方向上的B50的值记为B50L，将从轧制方向倾斜45°的方向上的B50的值记为B50D1，将从轧制方向倾斜90°的方向上的B50的值记为B50C，将从轧制方向倾斜135°的方向上的B50的值记为B50D2时，满足以下(2)式及(3)式，{100}＜011＞的X射线随机强度比为5以上且小于30，板厚为0.50mm以下，所述磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度为45°的方向，所述磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度为0°及90°的方向，沿着所述与轧制方向所成的角度为45°的方向的齿的宽度比沿着所述与轧制方向所成的角度为0°的方向的齿的宽度、以及沿着所述与轧制方向所成的角度为90°的方向的齿的宽度中的任一宽度更小。

([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])－([Si]+[sol.Al])＞0％···(1)

(B50D1+B50D2)/2＞1.7T···(2)

(B50D1+B50D2)/2＞(B50L+B50C)/2···(3)

在此，所谓磁通密度B50，是指以磁场的强度5000A/m来励磁时的磁通密度。

(4)可以是，如上述(3)所述的定子铁芯满足以下的(4)式。

(B50D1+B50D2)/2＞1.1×(B50L+B50C)/2···(4)

(5)可以是，如上述(3)所述的定子铁芯满足以下的(5)式。

(B50D1+B50D2)/2＞1.2×(B50L+B50C)/2···(5)

(6)可以是，如上述(3)所述的定子铁芯满足以下的(6)式。

(B50D1+B50D2)/2＞1.8T···(6)

(7)本发明的一个方案的旋转电机包括如上述(1)～(6)的任意1项所述的定子铁芯。

(8)本发明的一方案的定子铁芯的设计方法为一种具有被层叠的电磁钢板的定子铁芯的设计方法，具有：齿磁通密度取得工序，其取得以预定的磁场的强度励磁时的齿的磁通密度的信息；以及决定工序，其决定所述定子铁芯的齿的宽度，以使得所述定子铁芯的齿的宽度与通过所述齿磁通密度取得工序取得的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

(9)可以是，如上述(8)所述的定子铁芯的设计方法具有运转数据取得工序、确定工序、平均磁通密度取得工序、以及平均磁场的强度算出工序，该运转数据取得工序取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，该确定工序基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据来对多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件进行确定，该平均磁通密度取得工序取得通过所述确定工序确定的比例最高的运转条件所对应的齿的平均磁通密度的信息，该平均磁场的强度算出工序根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的齿的平均磁通密度的信息来算出齿的平均磁场的强度；在所述齿磁通密度取得工序中，取得以通过所述平均磁场的强度算出工序算出的平均磁场的强度来励磁时的齿的磁通密度的信息。

(10)可以是，上述(8)所述的定子铁芯的设计方法具有运转数据取得工序、确定工序、平均磁通密度取得工序、以及平均磁场的强度算出工序，该运转数据取得工序取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，该确定工序基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据，对多个运转条件的每一个的运转时间的比例进行确定，该平均磁通密度取得工序取得所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，该平均磁场的强度算出工序根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的、所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，针对所述多个运转条件的每一个，分别算出齿的平均磁场的强度；在所述齿磁通密度取得工序中，取得以通过所述平均磁场的强度算出工序算出的所述多个运转条件的每一个的齿的平均磁场的强度来励磁时的、所述多个运转条件的每一个的齿的磁通密度的信息；在所述确定工序中，针对所述多个运转条件的每一个算出齿的宽度，基于通过所述确定工序确定的运转时间的比例对算出的所述多个运转条件的每一个的齿的宽度进行加权，从而决定加权后的齿的宽度，以使得所述定子铁芯的齿的宽度与通过所述齿磁通密度取得工序取得的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

(11)可以是，如上述(8)所述的定子铁芯的设计方法具有运转数据取得工序、确定工序、平均磁通密度取得工序、评价磁通密度算出工序、以及平均磁场的强度算出工序，该运转数据取得工序取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，该确定工序基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据来对多个运转条件的每一个的运转时间的比例进行确定，该平均磁通密度取得工序取得所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，该评价磁通密度算出工序根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的、所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，算出基于通过所述确定工序确定的运转时间的比例来加权后的齿的评价磁通密度，该平均磁场的强度算出工序根据通过所述评价磁通密度算出工序算出的齿的评价磁通密度，算出齿的平均磁场的强度；在所述齿磁通密度取得工序中，取得以在所述平均磁场的强度算出工序中算出的齿的平均磁场的强度来励磁时的齿的磁通密度的信息。

(12)可以是，如上述(9)～(11)的任意1项所述的定子铁芯的设计方法中，在所述运转数据取得工序中，取得具备所述定子铁芯的旋转电机的计划数据及实绩数据中的至少任一运转数据。

发明效果

根据本发明的上述方案，能够降低磁通密度的偏差，从而抑制铁损。

附图说明

图1是表示旋转电机的构成的一例的图。

图2是表示与轧制方向所成的角度和磁特性的关系的图。

图3是用于说明齿的宽度的图。

图4是表示电动机的构成的一例的图。

图5是表示定子铁芯中的与轧制方向所成的角度0°～90°的图。

图6是表示扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系的表。

图7是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系的表(材料A)。

图8是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度的关系的表(材料A)。

图9是表示比较例与发明例的铁损比例的表(材料A)。

图10是表示运转数据的一例的表。

图11是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表(材料A)。

图12是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系的表(材料B)。

图13是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度的关系的表(材料B)。

图14是表示比较例与发明例的铁损比例的表(材料B)。

图15是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表(材料B)。

图16是表示电动机的构成的一例的图。

图17是表示定子铁芯中的与轧制方向所成的角度0°～90°的图。

图18是表示扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系的表。

图19是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系的表(材料A)。

图20是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度的关系的表(材料A)。

图21是表示比较例与发明例的铁损比例的表(材料A)。

图22是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表(材料A)。

图23是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系的表(材料B)。

图24是表示扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度的关系的表(材料B)。

图25是表示比较例与发明例的铁损比例的表(材料B)。

图26是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表(材料B)。

图27是表示定子铁芯的设计装置的功能构成的一例的图。

图28是表示定子铁芯的设计装置的处理的一例的流程图。

图29是表示定子铁芯的设计装置的处理的一例的流程图。

图30是表示定子铁芯的设计装置的处理的一例的流程图。

具体实施方式

以下，参照附图，对本发明的一个实施方式进行说明。另外，各图所示的X－Y－Z坐标表示各图中的朝向的关系，X－Y－Z坐标的原点不被限定于各图所示的位置。此外，在以下的说明中，长度、形状、方向、大小、间隔及其他物理量相同不被限定于完全相同，也包含在不损害作为对象的部分的功能的范围内不同的情况。

＜旋转电机的构成＞

图1是表示旋转电机100的构成的一例的图。具体而言，图1是表示将旋转电机100与其轴O垂直地切开得到的截面的图。在以下的说明中，根据需要，将旋转电机100的周向(围绕旋转电机100的轴O的方向)、径向(从旋转电机100的轴O放射状地延伸的方向)、高度方向(与轴O平行的方向(Z轴方向))分别简称为周向、径向、高度方向。此外，根据需要，将旋转电机100的轴O简称为轴O。

在图1中，旋转电机100具有转子110和定子120。

转子110被与旋转轴130(轴O)同轴地，直接或介由构件安装于旋转轴130。转子110例如具有转子铁芯(core)、永磁铁、以及旋转轴(shaft)。转子110能够以公知的技术来实现，因此在此省略其详细说明。

定子120被与旋转轴130(轴O)同轴地配置于转子110的外侧。定子120具有定子铁芯和绕组。为了方便表示，在图1中，省略绕组的图示。定子铁芯具有多个齿(teeth)121a～121p和轭122。轭122具有大致中空圆筒形状。齿121a～121p从轭122的内周面朝向轴O地沿径向延伸。齿121a～121p在周向上被等间隔地配置。齿121a～121p及轭122成为一体。即，在齿及轭中，没有分界线。此外，在为所谓的分割铁芯的情况下，也没有存在于轭内的分界线。

转子110及定子120的位置被以如下方式决定：多个齿121a～121p的前端面与转子110的转子铁芯的外周面具有间隔(气隙)地相对。此外，针对绕组(coil)被以与齿121a～121p电绝缘的状态配置于多个齿121a～121p的每一个。绕组的卷绕方法既可以为分布卷绕，也可以为集中卷绕。通过使励磁电流流过定子120的绕组来产生旋转磁场，转子110因该旋转磁场而旋转。

在此，举旋转电机100为内转子型的电动机(motor)的情况为例进行说明。作为电动机的适用对象，例如可举出电动汽车(Electric Vehicle)、混合动力电动汽车(HybridElectric Vehicle)或压缩机，但电动机的适用对象不被特别地限定。

在本实施方式中，定子铁芯使用作为电磁钢板的一例的无方向性电磁钢板来构成。关于无方向性电磁钢板，例如使用以JISC2552(2014)所规定的“无方向性电磁钢带”为标准的无方向性电磁钢板。

作为符合定子铁芯的平面的整体形状(图1所示的形状)地冲切的无方向性电磁钢板，通过将具有相同形状及大小的多个无方向性电磁钢板层叠、固定，从而构成定子铁芯。定子铁芯的固定例如通过使用铆接来实现。对无方向性电磁钢板进行冲切的方法不被特别地限定。例如，能够使用通过模具进行的冲切加工或线放电加工等来对无方向性电磁钢板进行冲切。

在图1中，为了便于后述的说明，将角度标记为2个种类。在图1中未加括号地示出的角度(0°、22.5°、45°、67.5°、90°)为以无方向性电磁钢板的轧制方向为基准的情况下的、无方向性电磁钢板的轧制方向与齿121a～121p的径向所成的角度中的、表示90°以下的角度。图1中加括号示出的角度(0°、22.5°、45°、67.5°、90°、112.5°、135°、157.5°、180°、202.5°、225°、247.5°、270°、292.5°、315°、337.5°、360°)表示，以无方向性电磁钢板的轧制方向中的、朝向X轴的正方向的方向为基准(0[°])，并将朝向图1的纸面而逆时针的方向作为正方向而表示的情况下的角度。如此，在图1中，未加括号地示出的角度与其后加括号示出的角度的标记方法不同，其意思是相同的。

在此，齿121a～121p的径向为与虚拟线(在图1中，以虚线表示的直线)所延伸的方向平行的方向，该虚拟线从该齿121a～121p的周向的中心和轴O通过，且与垂直于轴O(定子铁芯的轴)的平面(X－Y平面)平行。在图1中，举无方向性电磁钢板的轧制方向为X轴方向的情况为例来表示。

在以下的说明中，根据需要，将以无方向性电磁钢板的轧制方向为基准的情况下的、无方向性电磁钢板的轧制方向与齿121a～121p的径向所成的角度称为与轧制方向所成的角度。另外，在以下的说明中，为了便于说明，有时会将与轧制方向所成的角度作为如图1中不加括号地示出的角度那样定义的角度来说明，有时会将其作为如图1中加括号地示出的角度那样定义的角度来说明，但如前所述，不加括号地示出的角度与其后加括号示出的角度在标记方法上不同，其意思是相同的。

在本实施方式中，被如前所述地冲切的多个无方向性电磁钢板被以将与轧制方向所成的角度对齐的状态层叠。即，被如前所述地冲切的多个无方向性电磁钢板的区域中的、属于同一齿的区域的、(作为如图1中不加括号地示出的角度那样定义的角度来表示的情况下的)与轧制方向所成的角度会相同。

在本实施方式中，针对如下情况进行说明：用磁特性针对与轧制方向所成的角度而不同的、第1无方向性电磁钢板(称为材料A)和第2无方向性电磁钢板(称为材料B)这2个种类的无方向性电磁钢板来分别构成定子铁芯。

材料A是与轧制方向所成的角度0°为磁特性最优异的方向，且各向异性比较小的钢板。材料B是与轧制方向所成的角度45°为磁特性最优异的方向，且各向异性比较大的钢板。

图2是表示与轧制方向所成的角度和材料A及材料B各自的磁特性的关系的图。作为一例，磁特性为磁通密度的大小，在此，为以磁场的强度5000[A/m]励磁时的磁通密度的大小(B50)。

图201表示材料A的被归一化的磁通密度B50，图502表示材料B的被归一化的磁通密度B50。图201及图202中的被归一化的磁通密度B50以将各材料A中的与轧制方向所成的角度的每一个的B50的平均值标准化为1.000时的比例来表示。此外，在图2中，为了便于标记，将与轧制方向所成的角度的标记设为与在图1中加括号示出的角度同样的标记。

材料A中，在与轧制方向所成的角度0°处磁通密度变得最大，从角度0°起按每次90°的间隔而磁通密度变大。此外，在与轧制方向所成的角度45°附近磁通密度变小，从角度45°起按每次90°的间隔而磁通密度变小。即，材料A中，磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度0°、90°、180°、270°，磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度45°、135°、225°、315°附近。以下，作为材料A的磁特性较差的方向的代表值，记载为与轧制方向所成的角度45°、135°、225°、315°。此外，材料A中，角度0°～90°的范围内的磁通密度与角度90°～180°的范围内的磁通密度以角度90°为界大致对称。进而，材料A中，角度0°～180°的范围内的磁通密度与角度180°～360°的范围内的磁通密度以角度180°为界大致对称。

另一方面，材料B中，在与轧制方向所成的角度45°处磁通密度变得最大，从角度45°起按每次90°的间隔而磁通密度变大。此外，在与轧制方向所成的角度0°附近，磁通密度变小，从角度0°起按每次90°的间隔而磁通密度变小。即，材料B中，磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度45°、135°、225°、315°，磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度0°、90°、180°、270°附近。以下，作为材料B的磁特性较差的方向的代表值，记载为与轧制方向所成的角度0°、90°、180°、270°。此外，材料B中，角度0°～90°的范围内的磁通密度与角度90°～180°的范围内的磁通密度以角度90°为界大致对称。进而，材料B中，角度0°～180°的范围内的磁通密度与角度180°～360°的范围内的磁通密度以角度180°为界大致对称。

如图2所示，在利用磁通密度的大小根据与轧制方向所成的角度而不同的材料A或材料B构成定子铁芯的情况下，因为定子铁芯的各齿的径向与轧制方向所成的角度分别不同，所以在励磁了预定的磁场的强度时的各齿的磁通密度会不同。因此，因为会产生定子铁芯内的磁通密度的偏差，所以铁损会变大。在用这样的定子铁芯来构成旋转电机的情况下，旋转电机的效率会降低。

本发明人们立意于：为了降低定子铁芯内的磁通密度的偏差，可以调整各齿的宽度。具体而言，发明人们考虑到：可以使沿着磁特性优异的方向的齿的宽度比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小，或者可以使沿着磁特性较差的方向的齿的宽度比沿着磁特性优异的方向的齿的宽度更大。进而，发明人们考虑到：为了进一步降低磁通密度的偏差，可以以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度。

当基于如上所述的立意来构成定子铁芯时，定子铁芯被构成为：图1所示的齿121a～121p中的、沿着磁特性优异的方向的齿的宽度比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。

具体而言，首先，在用材料A来构成图1所示的定子铁芯的情况下，在材料A中，磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度为0°的方向。在此，在材料A中，所谓磁特性优异的方向与轧制方向所成的角度为0°的方向，是指除了角度0°以外，与轧制方向所成的角度90°、180°、270°的方向。此外，在材料A中，磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度为45°的方向。在此，在材料A中，所谓磁特性较差的方向与轧制方向所成的角度为45°的方向，是指除了角度45°以外，还有与轧制方向所成的角度135°、225°、315°的方向。即，在材料A中，与轧制方向所成的角度0°、90°、180°、270°为磁特性优异的方向，角度45°、135°、225°、315°为磁特性较差的方向。因此，能够通过使齿121a、121e、121i、121m的各齿的宽度比齿121c、121g、121k、121o的各齿的宽度更小，从而降低定子铁芯内的磁通密度的偏差。

另一方面，在用材料B来构成图1所示的定子铁芯的情况下，在材料B中，磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度为45°的方向。在此，在材料B中，所谓磁特性优异的方向与轧制方向所成的角度为45°的方向，是指除了角度45°以外，还有与轧制方向所成的角度135°、225°、315°的方向。此外，在材料B中，磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度为0°及90°的方向。在此，在材料B中，所谓磁特性较差的方向与轧制方向所成的角度为0°及90°的方向，是指除了角度0°及90°以外，还有与轧制方向所成的角度180°、270°的方向。即，在材料B中，与轧制方向所成的角度45°、135°、225°、315°为磁特性优异的方向，角度0°、90°、180°、270°为磁特性较差的方向。因此，能够通过使齿121c、121g、121k、121o的各齿的宽度比齿121a、121e、121i、121m的各齿的宽度更小，从而降低定子铁芯内的磁通密度的偏差。

在此，针对齿的宽度，参照图3进行说明。图3是用于说明齿的宽度的图。图3的(a)是沿径向平行的齿的一例。在该例中，齿本身沿径向平行。图3的(b)为槽(slot)沿径向平行的齿的一例。在该例中，位于在周向上相邻的齿彼此之间的槽沿径向平行。

本实施方式中的所谓齿的宽度，设为齿直线区域的中央位置处的定子铁芯的周向的长度。关于齿直线区域，在沿垂直于定子铁芯的轴的方向切开的情况下的定子铁芯的截面中，分别针对定子铁芯的周向上的齿的2个端部，求得构成定子铁芯的周向上的齿的端部的直线中的最长直线的区域。

在图3的(a)所示的例子中，将位置311、312相互连结的直线、以及将位置313、314相互连结的直线为齿直线区域。此外，在图3的(a)所示的例子中，齿直线区域的中央位置为位置321、322。因此，图3的(a)所示的齿的宽度为位置321与位置322之间的距离TW。

在图3的(b)所示的例子中，将位置315、316相互连结的直线、以及将位置317、318相互连结的直线为齿直线区域。此外，在图3的(b)所示的例子中，齿直线区域的中央位置为位置323、324。因此，图3的(b)所示的齿的宽度为位置323与位置324之间的距离TW。

在图3的(a)中，因为为沿径向平行的齿的一例，所以齿的宽度与齿直线区域中的径向上的哪个位置无关，是固定的。

另一方面，在图3的(b)中，因为为槽沿径向平行的齿的一例，所以实际的齿的宽度根据齿直线区域中的径向上的哪个位置而不同，因此，作为代表值，齿的宽度设为上述的位置323与位置324之间的距离TW。

＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料A))＞

接着，在电磁钢板为材料A，且设计埋入永磁铁式同步电动机的定子铁芯的情况下，针对以上述的“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度的一例进行说明。另外，在此处示出的埋入永磁铁式同步电动机的例子中，关于定子铁芯的齿，如图3的(b)所示，槽沿径向平行。

图4是表示在决定齿的宽度前，即各齿的宽度在整周上一定的电动机400的构成的一例的图。在图4中，示出了将电动机400垂直于其轴O地切断的截面。

在图4中，电动机400为埋入永磁铁式同步电动机(IPMSM：Interior PermanentMagnet Synchronous Motor)，具有转子410和定子420。

转子410被与旋转轴430(轴O)同轴地安装于旋转轴430。转子410具有多个永磁铁411。永磁铁411被埋入到转子铁芯415中。如图4所示，电动机400的极数为8。转子410的外径为133[mm]。

定子420具有定子铁芯421和绕组422。定子420的外径为207[mm]，定子420的内径为135[mm]。此外，定子铁芯421的槽数为48。此外，绕组422为分布卷绕。

图5是将图4的定子铁芯421中的与轧制方向所成的角度0°～90°的部分抽出并放大的放大图。在此，定子铁芯421的齿501a～501m中的齿501a位于与轧制方向所成的角度0°处，且省略了1/2齿的宽度地进行了图示。此外，齿501a～501m中的齿501m位于与轧制方向所成的角度90°处，且省略了1/2齿的宽度地进行了图示。

此外，各齿如图3的(b)所示，为槽沿径向平行的形状。如图5所示，齿中的根部的宽度TW1为6.56mm，前端的宽度TW2为5.16mm。因此，通过计算(6.56mm+5.16mm)÷2，齿的宽度(图3的(b)所示的TW)为5.86mm。

在此，在图6中示出针对设电动机400的转速为3，000[rpm]，在定子铁芯421的整周上齿的宽度一定的情况下的、运转条件(扭矩比例)与齿的平均磁通密度的关系进行分析的结果。

图6是表示作为电动机400的运转条件的扭矩比例[％]与齿的平均磁通密度B[T^peak]的关系的表。在此，所谓扭矩比例，表示将最大扭矩时记为100[％]，各运转条件中的扭矩的比例。例如，所谓扭矩比例20[％]，意味着以最大扭矩[Nm]×0.2的扭矩值[Nm]来运转。此外，所谓齿的平均磁通密度，是指在48根齿中，将各位置中的磁通密度的最大值平均化得到的值。即，所谓[T^peak]中的“peak”，表示磁通密度随着时间经过而变化时的峰值的磁通密度。在图6中，随着提高扭矩比例，齿的平均磁通密度増大。图6所示的扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系能够通过以下方式来导出：进行基于麦克斯韦方程的电磁场分析(数值分析)，或是在制作出的电动机的铁芯中使用探察绕组(search coil)来实测感应电压，并对感应电压进行积分。在根据电磁场分析(数值分析)来求出的情况下，通过以下方法来求得平均磁通密度：在有限元法中，在齿部(在本例中，为全部48根齿)所包含的全部要素(全部网格)中，分别算出最大磁通密度，并考虑各要素的面积地对其进行平均化。在用探察绕组来实测的情况下，通过以下方式来求得平均磁通密度：针对每个探察绕组，对被测定的感应电压进行积分，求出磁通密度的时间波形，在此基础上，算出最大磁通密度，并考虑由各探察绕组包围的铁芯的截面积地对其进行平均化。

根据图6所示的齿的平均磁通密度，算出齿的平均磁场的强度H[A/m]。齿的平均磁场的强度能够基于材料A的相对磁导率来算出。在此，针对扭矩比例的每一个(即，图6所示的齿的平均磁通密度的每一个)，分别算出齿的平均磁场的强度。接着，基于材料A的材料特性来算出以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。因此，针对扭矩比例的每一个(即，图6所示的齿的平均磁通密度的每一个)，分别算出与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度。

图7是表示扭矩比例[％]和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]的关系的表。在此，将与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°作为代表值，将以代表值的角度为中心的3个齿设为相同的磁通密度。

与轧制方向所成的角度0°的齿为图5所示的0°范围(A1)所包含的齿501a、501b。此外，与轧制方向所成的角度22.5°的齿为图5所示的22.5°范围所包含的齿501c～501e。此外，与轧制方向所成的角度45°的齿为图5所示的45°范围(A3)所包含的齿501f～501h。此外，与轧制方向所成的角度67.5°的齿为图5所示的67.5°范围(A4)所包含的齿501i～501k。此外，与轧制方向所成的角度90°的齿为图5所示的90°范围(A5)所包含的齿501l、501m。

如图7所示，当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度会产生偏差。此外，当扭矩比例为40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度0°及90°的齿的磁通密度较大，与轧制方向所成的角度45°的齿的磁通密度较小。这种倾向与以下倾向一致：在如图2中示出的材料A的图201所示的与轧制方向所成的角度0°及90°处B50比例较大，与轧制方向所成的角度45°处B50比例较小。另一方面，如图7所示，当扭矩比例为100[％]时，因为磁饱和，所以齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关，是固定的。

图7所示的扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系能够通过与轧制方向所成的角度中的材料A的B－H特性来导出。

接着，为了降低齿的磁通密度所产生的偏差，针对与轧制方向所成的角度的每一个决定最佳的齿的宽度。具体而言，基于图7所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度，决定齿的宽度，以使得“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定。在此，针对扭矩比例的每一个，分别决定齿的宽度。

例如，在图7中，以扭矩比例60[％]的情况为例，当与轧制方向所成的角度0°时，齿的磁通密度1.65[T]，当角度22.5°时，齿的磁通密度1.61[T]，当角度45°时，齿的磁通密度1.55[T]，当角度67.5°时，齿的磁通密度1.56[T]，当角度90°时，齿的磁通密度1.59[T]。因此，关于角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°中的任意一个，都以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”大致一定的方式来决定齿的宽度。将像这样决定的齿的宽度称为最佳宽度。

图8是表示扭矩比例[％]和针对与轧制方向所成的角度的每一个决定的齿的最佳宽度[mm]的关系的表。

例如，在图8中，以扭矩比例60[％]的情况为例，当与轧制方向所成的角度0°时，齿的最佳宽度5.64[mm]，当角度22.5°时，齿的最佳宽度5.76[mm]，当角度45°时，齿的最佳宽度5.99[mm]，当角度67.5°时，齿的最佳宽度5.96[mm]，当角度90°时，齿的最佳宽度5.85[mm]。在此，将图7中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的磁通密度”、以及图8中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的最佳宽度”和与轧制方向所成的角度的每一个相乘得到的积均为9.3，大致是固定的。

将像这样决定的齿的最佳宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

例如，在图8中，以扭矩比例60[％]的情况为例，以如下方式进行设计：将图5所示的0°范围(A1)所包含的齿501a、501b的宽度设为5.64[mm]，22.5°范围(A2)所包含的齿501c～501e的宽度设为5.76[mm]，45°范围(A3)所包含的齿501f～501h的宽度设为5.99[mm]，67.5°范围(A4)所包含的齿501i～501k的宽度设为5.96[mm]，90°范围(A5)所包含的齿501l、501m的宽度设为5.85[mm]。

另外，在上述的图2中，如在表示与轧制方向所成的角度和材料A的磁特性的关系的图201中说明的那样，材料A中，角度0°～90°的范围内的磁通密度与角度90°～180°的范围内的磁通密度以角度90°为界大致对称。进而，材料A中，角度0°～180°的范围内的磁通密度与角度180°～360°的范围内的磁通密度以角度180°为界大致对称。

因此，图7所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]中，不仅与轧制方向所成的角度0°的范围(角度348.75°～11.25°：A1)，而且图4所示角度168.75°～191.25°也大致相同，因此，将角度168.75°～191.25°所包含的齿也与0°范围(A1)所包含的齿的宽度设计为大致相同的宽度。

同样，将图4所示的角度146.25°～168.75°、191.25°～213.75°、326.25°～348.75°所包含的齿也设计为与22.5°范围(11.25°～33.75°：A2)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图4所示的角度123.75°～146.25°、213.75°～236.25°、303.75°～326.25°所包含的齿也设计为与45°范围(角度33.75°～56.25°：A3)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图4所示的角度101.25°～123.75°、236.25°～258.75°、281.25°～303.75°所包含的齿也设计为与67.5°范围(角度56.25°～78.75°：A4)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图4所示的角度258.75°～281.25°所包含的齿也设计为与90°范围(78.75°～101.25°：A5)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

如此，在被设计出的定子铁芯中，沿着磁特性优异的方向的齿的宽度会比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。在材料A中，所谓沿着磁特性优异的方向的齿，不限于沿着与轧制方向所成的角度为0°的齿、以及沿着与轧制方向所成的角度为90°的齿，也包含位于这些齿的附近的齿。具体而言，在材料A中，沿着磁特性优异的方向的齿为角度348.75°～11.25°所包含的齿、角度168.75°～191.25°所包含的齿、角度78.75°～101.25°所包含的齿、以及角度258.75°～281.25°所包含的齿。

此外，在材料A中，所谓沿着磁特性较差的方向的齿，不限于沿着与轧制方向所成的角度为45°的齿、以及沿着与轧制方向所成的角度为135°、225°、315°的齿，也包含位于这些齿附近的齿。具体而言，在材料A中，沿着磁特性较差的方向的齿为角度33.75°～56.25°所包含的齿、角度123.75°～146.25°所包含的齿、角度213.75°～236.25°所包含的齿、以及角度303.75°～326.25°所包含的齿。

图9是表示使扭矩比例[％]的每一个的、齿的宽度设计为最佳宽度的定子铁芯与使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯之间的铁损比例[－]的关系的表。铁损比例为：在以具备使齿的宽度设计为最佳宽度的定子铁芯的电动机为发明例，以具备使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯的电动机为比较例时，将发明例的电动机的铁损除以比较例的电动机的铁损得到的值。在此，针对扭矩比例的每一个分别算出铁损比例。另外，铁损能够通过以下方式来导出：以使发明例的电动机及比较例的电动机分别以转速3，000[rpm]并达到上述的各扭矩比例“％”地动作为条件进行电磁场分析(数值分析)。此外，也能够通过对制作的电动机进行实测来导出。

根据图9所示的铁损比例的结果，能够确认：当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，可抑制0.1[％]～1.3[％]的铁损。另一方面，当扭矩比例为100[％]时，如上所述，发生了磁饱和，且齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关地是固定的，因此无法确认可抑制铁损的效果。

如此，能够确认：通过根据扭矩比例等运转条件，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度，从而能够降低磁通密度的偏差，并能够在不会磁饱和的区域中抑制铁损。

另外，在一旦决定了齿的宽度的基础上实际制造的定子铁芯无法针对扭矩比例等运转条件的每一次改变来改变齿的宽度。因此，在设计定子铁芯时，例如定子铁芯的设计装置等选择多个运转条件(多个扭矩比例)中的、任意一个运转条件(扭矩比例)。在选择的运转条件中，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中一定的方式来决定齿的宽度，从而设计定子铁芯。由此，能够在选择的运转条件中，降低定子铁芯的磁通密度的偏差。

另一方面，在使具备设计的定子铁芯的电动机运转时，在以被选择的运转条件来运转的时间不存在或较少的情况下，无法实际上降低磁通密度的偏差来抑制铁损。因此，在设计定子铁芯时，需要考虑旋转电机的运转地，预先决定齿的宽度，以便最大程度抑制铁损。

以下，针对定子铁芯的2个设计方法进行说明。另外，2个设计方法既可以由后述的定子铁芯的设计装置来进行，也可以由定子铁芯的设计者来进行。

[定子铁芯的第1设计方法]

第1设计方法为一种如下的方法：在假定具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下，对于多个运转条件中的、运转时间相对于全部运转时间的比例最高的运转条件进行确定，并在确定的运转条件中决定齿的最佳宽度。

图10表示假定具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的运转数据的一例。具体而言，图10表示在具备要设计的定子铁芯的电动机600中，与扭矩比例相应的运转时间的比例的一例。在此，所谓运转时间，是指电动机600旋转的时间。另外，图10所示的运转数据在设计定子铁芯前预先取得。

在图10中，因为多个运转条件中的扭矩比例30[％]～50[％]为运转时间的比例45[％]，所以相当于运转时间的比例最高的运转条件。因此，在该情况下，根据图6所示的扭矩比例中的扭矩比例40[％]所对应的齿的平均磁通密度1.44[T^peak]，来算出齿的平均磁场强度H[A/m]。在上述＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料A))＞的说明中，针对扭矩比例的每一个，如图7所示，算出与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]，并如图8所示，针对与轧制方向所成的角度的每一个来决定齿的最佳宽度。另一方面，在此，仅对运转时间的比例最高的扭矩比例40[％]来算出图7所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。仅对运转时间的比例最高的扭矩比例40[％]，针对图8所示的与轧制方向所成的角度的每一个来决定齿的最佳宽度。

因此，各齿的最佳宽度被分别决定为一个。通过将像这样决定的最佳宽度应用于齿的宽度来设计定子铁芯，从而能够在运转时间的比例最高的运转条件中，降低磁通密度的偏差，并能够抑制铁损。

[定子铁芯的第2设计方法]

第2设计方法为一种如下的方法：在假定具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下，对多个运转条件的每一个的运转时间的比例进行确定，并基于确定的多个运转条件的每一个的运转时间的比例来对齿的宽度进行加权。

另外，在第2设计方法中，也参照图10所示的运转数据的一例来进行说明。此外，在第2设计方法中，图10所示的运转数据在设计定子铁芯前预先取得。

在第2设计方法中，与上述＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料A))＞相同，导出图6所示的扭矩比例和齿的平均磁通密度的关系，并导出图7所示的扭矩比例和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度的关系。由此，针对扭矩比例的每一个，算出图8所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度。

接着，基于与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例来对与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度进行加权。具体而言，针对图8所示的与轧制方向所成的角度的每一个，将各扭矩比例的齿的最佳宽度分别乘以与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例。在此，因为有5个种类的扭矩比例，所以通过将各扭矩比例的齿的最佳宽度乘以与扭矩比例相应的运转时间的比例，可算出5个值。接着，能够通过将被算出的5个值相加并除以100，从而在预定的与轧制方向所成的角度中，算出基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度。同样，在其他与轧制方向所成的角度中，也同样算出基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度。

例如，以与轧制方向所成的角度0°的情况为例，在图8中，当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]、100[％]时，齿的最佳宽度分别为5.40[mm]、5.57[mm]、5.64[mm]、5.79[mm]、5.86[mm]。通过将齿的最佳宽度分别乘以与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例20[％]、45[％]、20[％]、10[％]、5[％]，从而算出108[mm·％]、250.65[mm·％]、112.8[mm·％]、57.9[mm·％]、以及29.3[mm·％]这5个值。通过将5个值相加并除以100[％]，从而在与轧制方向所成的角度0°中，算出基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度5.58[mm]。针对与轧制方向所成的角度22.5°、45°、67.5°、90°，也同样算出基于运转时间的比例加权后的齿的宽度。

图11是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于图10所示的运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表。在图10中，扭矩比例30[％]～50[％]的运转时间的比例为45[％]，运转时间的比例最高。因此，如图11所示，关于加权后的齿的宽度，算出了与图8所示的扭矩比例40[％]时的齿的最佳宽度接近的值。

如此，能够通过应用基于运转时间的比例加权后的齿的宽度来设计定子铁芯，从而遍及整个运转时间地降低磁通密度的偏差。

在此，如图11所示，以具备用加权后的齿的宽度设计的定子铁芯的电动机为发明例，以具备使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯的电动机为比较例。分别以转速3，000[rpm]以图10所示的运转时间的比例使其动作时的铁损比例为0.993，能够确认可抑制0.7[％]的铁损。如此，能够通过应用基于运转时间的比例加权后的齿的宽度来设计定子铁芯并构成旋转电机，从而抑制铁损。

[运转数据的取得方法]

在上述[定子铁芯的第1设计方法]中，在设计定子铁芯前，在具备要设计的定子铁芯的旋转电机中，需要预先确定多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件。此外，在上述[定子铁芯的第2设计方法]中，在设计定子铁芯前，在具备要设计的定子铁芯的旋转电机中，需要预先确定与运转条件相应的运转时间的比例。

即，为了在第1设计方法及第2设计方法中的任一情况下都设计定子铁芯，需要预先取得假定具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的运转数据。

在此，运转数据大致被分为计划数据和实绩数据这2种。

所谓计划数据，是指预先确定了旋转电机的动作并计划了与运转条件相应的运转时间的数据。例如，预定的生产设备所使用的旋转电机大多情况下会持续一定的动作或重复一定的动作。在这样的旋转电机中，能够预先取得计划数据。通过取得计划数据，从而能够确定运转时间的比例最高的运转条件的信息，或是确定与运转条件相应的运转时间的比例。

另一方面，所谓实绩数据，是指同种的旋转电机正在动作，并将与运转条件相应的运转时间作为实绩进行积蓄而得到的数据。例如，HEV(Hybrid Electric Vehicle：混合动力电动汽车)或EV(Electric Vehicle：电动汽车)所使用的旋转电机因与运转条件相应的运转时间根据使用者(运转者)而不同，所以无法取得计划数据。在这样的情况下，能够通过收集实际车辆运转的庞大数据，并对收集的大数据进行分析来预先取得实绩数据。例如，也可以是，通过对以作为日本的油耗计测基准的JC08模式来使车辆行驶时的与旋转电机的运转条件相应的运转时间进行分析来取得数据。通过取得实绩数据，从而能够确定运转时间的比例最高的运转条件的信息，或是确定与运转条件相应的运转时间的比例。

如此，能够通过利用计划数据或实绩数据来取得运转数据，从而在设计定子铁芯前，确定多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件，或是确定与运转条件相应的运转时间的比例。

＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料B))＞

接着，在电磁钢板为材料B，且对埋入永磁铁式同步电动机的定子铁芯进行设计的情况下，针对以上述的“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度的一例进行说明。另外，关于与上述＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料A))＞同样的内容，会适当省略说明。

在此，针对在将图4所示的电动机400的转速设为3，000[rpm]，在定子铁芯421的整周上齿的宽度一定的情况下的、运转条件(扭矩比例)与齿的平均磁通密度的关系进行分析的结果与图6相同。

根据图6所示的齿的平均磁通密度，算出齿的平均磁场的强度H[A/m]。接着，基于材料B的材料特性来算出以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。

图12是表示扭矩比例[％]和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]的关系的表。

如图12所示，当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度会产生偏差。此外，当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度45°的齿的磁通密度较大，与轧制方向所成的角度0°及90°的齿的磁通密度较小。这种倾向与以下倾向一致：在如图2中示出的材料B的图202所示的与轧制方向所成的角度45°处，B50比例较大，与轧制方向所成的角度0°及90°处，B50比例较小。另一方面，如图12所示，当扭矩比例为100[％]时，因为磁饱和，所以齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关，是固定的。

接着，基于图12所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式，决定齿的宽度。

图13是表示扭矩比例[％]与针对与轧制方向所成的角度的每一个决定的齿的最佳宽度[mm]的关系的表。将被决定的齿的最佳宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

如此，在被设计出的定子铁芯中，沿着磁特性优异的方向的齿的宽度会比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。在材料B中，所谓沿着磁特性优异的方向的齿，不限于沿着与轧制方向所成的角度为45°的齿、以及沿着与轧制方向所成的角度为135°、225°、315°的齿，也包含位于这些齿的附近的齿。具体而言，在材料B中，沿着磁特性较差的方向的齿为角度33.75°～56.25°所包含的齿、角度123.75°～146.25°所包含的齿、角度213.75°～236.25°所包含的齿、以及角度303.75°～326.25°所包含的齿。

此外，在材料B中，所谓沿着磁特性较差的方向的齿，不限于沿着与轧制方向所成的角度为0°及90°的齿，也包含位于这些齿附近的齿。具体而言，在材料B中，沿着磁特性优异的方向的齿为角度348.75°～11.25°所包含的齿、角度168.75°～191.25°所包含的齿、角度78.75°～101.25°所包含的齿、以及角度258.75°～281.25°所包含的齿。

图14是表示将扭矩比例[％]的每一个的、齿的宽度设计为最佳宽度的定子铁芯与使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯之间的铁损比例[－]的关系的表。

根据图14所示的铁损比例的结果，能够确认：当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，可抑制0.6[％]～6.4[％]的铁损。另一方面，当扭矩比例为100[％]时，发生了磁饱和，且齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关地是固定的，因此无法确认可抑制铁损的效果。

如此，能够确认：通过根据扭矩比例等运转条件，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度，从而能够降低磁通密度的偏差，并能够在不会磁饱和的区域中抑制铁损。

接着，与上述[定子铁芯的第2设计方法]同样，基于与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例来对与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度进行加权。

图15是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于图10所示的运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表。

在此，如图15所示，以具备用加权后的齿的宽度设计的定子铁芯的电动机为发明例，以具备使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯的电动机为比较例。分别以转速3，000[rpm]以图10所示的运转时间的比例使其动作时的铁损比例为0.958，能够确认可抑制4.2[％]的铁损。

＜齿的宽度的决定例(沿径向平行的齿(材料A))＞

接着，针对在电磁钢板为材料A，且对感应电动机的定子铁芯进行设计的情况下，以上述的“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度的一例进行说明。另外，关于与上述＜齿的宽度的决定例(槽沿径向平行的齿(材料A))＞同样的内容，会适当省略说明。感应电动机中，定子铁芯的齿如图3的(a)所示，沿径向平行。

图16是表示在决定齿的宽度前，即各齿的宽度在整周上一定的电动机1600的构成的一例的图。在图16中，示出了将电动机1600垂直于其轴O地切断的截面。

在图16中，电动机1600为感应电动机(Induction motor)，具有转子1610和定子1620。

转子1610被与旋转轴1630(轴O)同轴地安装于旋转轴1630。转子1610具有多个绕组。如图16所示，电动机1600的极数为4。此外，转子1610的外径为134[mm]。

定子1620具有定子铁芯1621和绕组1622。定子1620的外径为220[mm]，定子1620的内径为136[mm]。定子铁芯1621的槽数为60。此外，绕组1622为分布卷绕。

图17是将图16的定子铁芯1621中的与轧制方向所成的角度0°～90°的部分抽出并放大的放大图。在此，定子铁芯1621的齿1701a～1701p中的齿1701a位于与轧制方向所成的角度0°处，且省略1/2齿的宽度地进行了图示。此外，齿1701a～1701p中的齿1701p位于与轧制方向所成的角度90°处，且省略了1/2齿的宽度地进行了图示。此外，各齿如图3的(a)所示，为沿径向平行的形状。各齿的宽度为4mm。

在此，在图18中示出针对设电动机1600的转速为3，000[rpm]，在定子铁芯1621的整周上齿的宽度一定的情况下的、运转条件(扭矩比例)与齿的平均磁通密度的关系进行分析的结果。

图18是表示作为电动机1600的运转条件的扭矩比例[％]与齿的平均磁通密度B[T^peak]的关系的图。

根据图18所示的齿的平均磁通密度，算出齿的平均磁场的强度H[A/m]。接着，基于材料A的材料特性来算出以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。

图19是表示扭矩比例[％]和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]的关系的表。

如图19所示，当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度会产生偏差。此外，当扭矩比例为40[％]、60[％]、80[％]时，与轧制方向所成的角度0°及90°的齿的磁通密度较大，与轧制方向所成的角度45°的齿的磁通密度较小。这种倾向与以下倾向一致：在如图2中示出的材料A的图201所示的与轧制方向所成的角度0°及90°处，B50比例较大，与轧制方向所成的角度45°处，B50比例较小。另一方面，如图19所示，当扭矩比例为100[％]时，因为磁饱和，所以齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关，是大致固定的。

接着，基于图19所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式，决定齿的宽度。

图20是表示扭矩比例[％]和针对与轧制方向所成的角度的每一个决定的齿的最佳宽度[mm]的关系的表。

例如，在图20中，以扭矩比例60[％]的情况为例，当与轧制方向所成的角度0°时，齿的最佳宽度3.85[mm]，当角度22.5°时，齿的最佳宽度3.96[mm]，当角度45°时，齿的最佳宽度4.08[mm]，当角度67.5°时，齿的最佳宽度4.06[mm]，当角度90°时，齿的最佳宽度3.96[mm]。在此，针对与轧制方向所成的角度的每一个将图19中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的磁通密度”和图20中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的最佳宽度”相乘得到的积均为6.7，大致是固定的。

使像这样决定的齿的最佳宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

例如，在图20中，以扭矩比例60[％]的情况为例，以如下方式进行设计：将图17所示的0°范围(A1)所包含的齿1701a～1701b的宽度设为3.85[mm]，22.5°范围(A2)所包含的齿1701c～1701f的宽度设为3.96[mm]，45°范围(A3)所包含的齿1701g～1701j的宽度设为4.08[mm]，67.5°范围(A4)所包含的齿1701k～1701n的宽度设为4.06[mm]，90°范围(A5)所包含的齿1701o～1701p的宽度设为3.96[mm]。

此外，图19所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]中，不仅与轧制方向所成的角度0°的范围(角度11.25°～33.75：A1)，而且图16所示角度168.75°～191.25°也大致相同，因此，将角度168.75°～191.25°所包含的齿也设计为与0°范围(A1)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图16所示的角度146.25°～168.75°、191.25°～213.75°、326.25°～348.75°所包含的齿也设计为与22.5°范围(A2)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图16所示的角度123.75°～146.25°、213.75°～236.25°、303.75°～326.25°所包含的齿也设计为与45°范围(角度33.75°～56.25°：A3)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图16所示的角度101.25°～123.75°、236.25°～258.75°、281.25°～303.75°所包含的齿也设计为与67.5°范围(角度56.25°～78.75°：A4)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

同样，将图16所示的角度258.75°～281.25°所包含的齿也设计为与90°范围(78.75°～101.25°：A5)所包含的齿的宽度大致相同的宽度。

另外，将位于0°范围(A1)与22.5°范围(A2)之间的齿1701c设为了22.5°范围，但也可以设为0°范围。此外，将位于67.5°范围(A4)与90°范围(A5)的分界的齿1701n设为了67.5°范围，但也可以设为90°范围。

图21是表示将扭矩比例[％]的每一个的、齿的宽度设计为最佳宽度的定子铁芯与使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯之间的铁损比例[－]的关系的表。

根据图21所示的铁损比例的结果，能够确认：当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，可抑制0.1[％]～1.4[％]的铁损。另一方面，当扭矩比例为100[％]时，发生了磁饱和，且齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关，是大致固定的，因此无法确认可抑制铁损的效果。

接着，与上述[定子铁芯的第2设计方法]同样，基于与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例来对与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度进行加权。

图22是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于图10所示的运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表。

在此，如图22所示，以具备用加权后的齿的宽度设计的定子铁芯的电动机为发明例，以具备使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯的电动机为比较例。分别以转速3，000[rpm]以图10所示的运转时间的比例使其动作时的铁损比例为0.995，能够确认可抑制0.5[％]的铁损。

＜齿的宽度的决定例(沿径向平行的齿(材料B))＞

接着，针对在电磁钢板为材料B，且对感应电动机的定子铁芯进行设计的情况下，以上述的“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度的一例进行说明。另外，关于与上述＜齿的宽度的决定例(沿径向平行的齿(材料A))＞同样的内容，会适当省略说明。

在此，针对在将图16所示的电动机1600的转速设为3，000[rpm]，在定子铁芯1621的整周上齿的宽度一定的情况下的、运转条件(扭矩比例)与齿的平均磁通密度的关系进行分析的结果与图18相同。

根据图18所示的齿的平均磁通密度，算出齿的平均磁场的强度H[A/m]。接着，基于材料B的材料特性来算出以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。

图23是表示扭矩比例[％]和与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]的关系的表。

如图23所示，在任意扭矩比例的情况下，与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度产生了偏差。此外，在任意扭矩比例的情况下，与轧制方向所成的角度45°的齿的磁通密度都较大，与轧制方向所成的角度0°及90°的齿的磁通密度都较小。这样的倾向与以下倾向一致：在图2所示的材料B的如图202所示的与轧制方向所成的角度45°处，B50比例较大，在与轧制方向所成的角度0°及90°处，B50比例较小。

接着，基于图23所示的与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式，决定齿的宽度。

图24是表示扭矩比例[％]和针对与轧制方向所成的角度的每一个决定的齿的最佳宽度[mm]的关系的表。

图25是表示将扭矩比例[％]的每一个的、齿的宽度设计为最佳宽度的定子铁芯与使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯之间的铁损比例[－]的关系的表。

根据图25所示的铁损比例的结果，能够确认：当扭矩比例为20[％]、40[％]、60[％]、80[％]时，可抑制1.1[％]～5.6[％]的铁损。另一方面，当扭矩比例为100[％]时，发生了磁饱和，且齿的磁通密度和与轧制方向所成的角度无关，是大致固定的，因此无法确认可抑制铁损的效果。

如此，能够确认：通过根据扭矩比例等运转条件，以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定各齿的宽度，从而能够降低磁通密度的偏差，并能够在不会磁饱和的区域中抑制铁损。

接着，与上述[定子铁芯的第2设计方法]同样，基于与图10所示的扭矩比例相应的运转时间的比例来对与轧制方向所成的角度的每一个的齿的最佳宽度进行加权。

图26是表示与轧制方向所成的角度的每一个的、基于图10所示的运转时间的比例来加权后的齿的宽度的表。

在此，如图26所示，以具备用加权后的齿的宽度设计的定子铁芯的电动机为发明例，以具备使齿的宽度在整周上一定的定子铁芯的电动机为比较例。分别以转速3，000[rpm]以图10所示的运转时间的比例使其动作时的铁损比例为0.972，能够确认可抑制2.8[％]的铁损。

＜定子铁芯的设计装置＞

接着，针对用定子铁芯的设计装置2700来实施上述[定子铁芯的第1设计方法]及[定子铁芯的第2设计方法]的情况进行说明。定子铁芯的设计装置2700的硬件例如通过使用具有CPU、ROM、RAM、HDD及各种硬件的信息处理装置或是专用的硬件来实现。

图27是表示定子铁芯的设计装置2700的机构构成的一例的图。

定子铁芯的设计装置2700具有运转数据取得部2701、运转条件/运转比例确定部2702、平均磁通密度取得部2703、评价磁通密度算出部2704、平均磁场的强度算出部2705、齿磁通密度取得部2706、齿宽决定部2707、以及定子铁芯设计部2708。

图28是表示定子铁芯的设计装置2700的处理的一例的流程图。图28的流程图示出了通过定子铁芯的设计装置2700来实现上述[定子铁芯的第1设计方法]的一例。另外，关于与上述说明相同的说明，会适当省略说明。

在S101中，运转数据取得部2701取得使具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的旋转电机的运转数据。即，运转数据取得部2701取得假定具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的运转数据。

如上所述，在运转数据中，具有计划数据和实绩数据。在为预先决定了动作的旋转电机的情况下，运转数据取得部2701取得计划数据，在同种旋转电机已经动作且被作为实绩进行积蓄的情况下，运转数据取得部2701取得实绩数据。另外，不限于计划数据或实绩数据中的任一运转数据，运转数据取得部2710也可以取得计划数据及实绩数据中的至少任一运转数据。通过S101的处理，例如取得图10所示的运转数据。

在S102中，运转条件/运转比例确定部2702基于在S101中取得的运转数据来确定多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件。通过S102的处理，例如基于图10所示的运转数据来将扭矩比例30[％]～50[％]，即扭矩比例40[％]确定为运转时间的比例最高的运转条件。

在S103中，平均磁通密度取得部2703取得在S102中确定的运转条件所对应的齿的平均磁通密度的信息。具体而言，平均磁通密度取得部2703通过以下方式来取得齿的平均磁通密度：在为S102中确定的运转条件，且定子铁芯的整周上齿的宽度一定的情况下，进行基于麦克斯韦方程的电磁场分析(数值分析)，或是用探察绕组来实测感应电压，并对感应电压进行积分。

通过S103的处理，例如像图6所示的扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系那样，取得运转时间的比例最高的运转条件即扭矩比例40[％]所对应的齿的平均磁通密度1.44[T^peak]。

在S104中，平均磁场的强度算出部2705根据通过S103取得的齿的平均磁通密度的信息来算出齿的平均磁场的强度。齿的平均磁场的强度能够基于电磁钢板的相对磁导率来算出。

在S105中，齿磁通密度取得部2706取得以通过S104算出的齿的平均磁场的强度励磁时的、齿的磁通密度的信息。具体而言，齿磁通密度取得部2706基于材料特性，更详细而言，基于电磁钢板的与轧制方向所成的角度的每一个的B－H特性，来取得以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。

通过S105的处理，例如在图7所示的运转时间的比例最高的运转条件即扭矩比例40[％]下，在与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处，分别取得齿的磁通密度1.51[T]、1.47[T]、1.42[T]、1.42[T]1.44[T]。

在S106中，齿宽决定部2707以如下方式来决定齿的宽度：“齿的宽度”与通过S105取得的“齿的磁通密度”之积在各齿中大致一定。像这样决定的齿的宽度为齿的最佳宽度。

通过S106的处理，例如，图8所示，在运转时间的比例最高的运转条件即扭矩比例40[％]下，在与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处，分别决定齿的最佳宽度5.57[mm]、5.72[mm]、5.95[mm]、5.93[mm]、5.85[mm]。

在S107中，定子铁芯设计部2708将被决定的齿的最佳宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

通过S107的处理，例如，将与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处的齿的最佳宽度应用于图4所示的0°范围(2个A1)、22.5°范围(4个A2)、45°范围(4个A3)、67.5°范围(4个A4)、90范围(2个A5)中分别包含的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

如此，定子铁芯的设计装置2700对定子铁芯进行设计，由此，在运转时间的比例最高的运转条件下，能够降低磁通密度的偏差，并能够抑制铁损。

另外，在上述说明中，针对以下情况进行了说明，但不限于该情况：在S102中，对多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件进行确定，在S103中，取得被确定的运转条件所对应的齿的平均磁通密度的信息，在S104中，根据齿的平均磁通密度的信息来算出齿的平均磁场的强度。例如，也可以是，通过省略S101～S104的处理，并由定子铁芯的设计装置2700的操作者来输入预定的磁场的强度，从而定子铁芯的设计装置2700的齿磁通密度取得部2706取得齿的平均磁场的强度的信息。在该情况下，在S105中，齿磁通密度取得部2706能够取得被输入的齿的平均磁场的强度的信息，并根据取得的齿的平均磁场的强度的信息来取得齿的磁通密度。

图29是表示定子铁芯的设计装置2700的处理的一例的流程图。图29的流程图示出了通过定子铁芯的设计装置2700来实现上述[定子铁芯的第2设计方法]的一例。另外，关于与图28的流程图相同的处理，会适当省略说明。

在S201中，运转数据取得部2701取得使具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的旋转电机的运转数据。该处理与S101的处理相同。通过S201的处理，例如取得图10所示的运转数据。

在S202中，运转条件/运转比例确定部2702基于在S101中取得的运转数据来确定多个运转条件的每一个的运转时间的比例。通过S202的处理，例如基于图10所示的运转数据来确定与扭矩比例相应的运转时间的比例。

在S203中，平均磁通密度取得部2703取得多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息。具体而言，平均磁通密度取得部2703通过以下方式，针对多个运转条件的每一个，取得齿的平均磁通密度：针对多个运转条件的每一个，在定子铁芯的整周上齿的宽度一定的情况下，进行基于麦克斯韦方程的电磁场分析(数值分析)，或是用探察绕组来实测感应电压，并对感应电压进行积分。

通过S203的处理，例如，像图6所示的扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系那样，针对扭矩比例的每一个，取得齿的平均磁通密度。

在S204中，平均磁场的强度算出部2705根据通过S203取得的、多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，针对多个运转条件的每一个，算出齿的平均磁场的强度。齿的平均磁场的强度能够基于电磁钢板的相对磁导率来算出。

在S205中，齿磁通密度取得部2706在以通过S204算出的、多个运转条件的每一个的齿的平均磁场的强度来励磁时，取得多个运转条件的每一个的齿的磁通密度的信息。具体而言，齿磁通密度取得部2706针对多个运转条件的每一个，基于材料特性，更详细而言，基于电磁钢板的与轧制方向所成的角度的每一个的B－H特性，来取得以齿的平均磁场的强度励磁时的、与轧制方向所成的角度的每一个的齿的磁通密度B[T]。

通过S205的处理，例如，如图7所示，针对扭矩比例的每一个，在与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处，分别取得齿的磁通密度。

在S206中，齿宽决定部2707以“齿的宽度”与通过S205取得的“齿的磁通密度”之积在各齿中大致一定的方式，针对多个运转条件的每一个算出齿的宽度。像这样算出的齿的宽度为齿的最佳宽度。

通过S206的处理，例如，如图8所示，针对扭矩比例的每一个，在与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处，分别算出齿的最佳宽度。

在S207中，齿宽决定部2707基于通过S202确定的多个运转条件的每一个的运转时间的比例来对S206中算出的多个运转条件的每一个的齿的最佳宽度进行加权，从而决定加权后的齿的宽度。

通过S207的处理，例如，如图11所示，决定基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度。

在S208中，定子铁芯设计部2708将加权后的齿的宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

通过S208的处理，例如，将在与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°处分别加权的齿的宽度应用于图4所示的0°范围(2个A1)、22.5°范围(4个A2)、45°范围(4个A3)、67.5°范围(4个A4)、90°范围(2个A5)中分别包含的齿的宽度，从而设计定子铁芯。

如此，定子铁芯的设计装置2700对定子铁芯进行设计，由此，能够遍及整个运转时间地降低磁通密度的偏差，并能够抑制铁损。

另外，在图29的流程图中，在S207中，针对基于多个运转条件的每一个的运转时间的比例来对多个运转条件的每一个的齿的最佳宽度进行加权的情况进行了说明，但并不限于该情况。

图30是表示定子铁芯的设计装置2700的处理的一例的流程图。图30的流程图示出了通过定子铁芯的设计装置2700来实现的与上述[定子铁芯的第2设计方法]不同的方法的一例。另外，关于与图28的流程图及图29的流程图相同的处理，会适当省略说明。

在S301中，运转数据取得部2701取得在使具备要设计的定子铁芯的旋转电机运转的情况下的旋转电机的运转数据。该处理与S101及S201的处理相同。通过S301的处理，例如取得图10所示的运转数据。

在S302中，运转条件/运转比例确定部2702基于在S301中取得的运转数据来确定多个运转条件的每一个的运转时间的比例。该处理与S202的处理相同。

在S303中，平均磁通密度取得部2703取得多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息。该处理为与S203相同的处理。通过S303的处理，例如像图6所示的扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系那样，针对扭矩比例的每一个，取得齿的平均磁通密度。

在S304中，评价磁通密度算出部2704根据通过S303取得的多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，算出基于通过S302确定的运转时间的比例来加权的齿的评价磁通密度。评价磁通密度为基于运转时间的比例来对齿的平均磁通密度进行加权得到的齿的磁通密度。具体而言，评价磁通密度算出部2704能够通过以下方式来算出评价磁通密度：将扭矩比例的每一个乘以齿的平均磁通密度及运转时间的比例，将乘得的值相加并除以100。

例如，在为如图6所示的扭矩比例与齿的平均磁通密度的关系，且为如图10所示的运转数据的情况下，通过S304的处理，齿的评价磁通密度Bv[T^peak]通过以下方式算出：将(1.22[T^peak]×20[％]+1.44[T^peak]×45[％]+1.59[T^peak]×20[％]+1.82[T^peak]×10[％]+2.04[T^peak]×5[％])除以100。

在S305中，平均磁场的强度算出部2705根据通过S304算出的齿的评价磁通密度来算出齿的平均磁场的强度。齿的平均磁场的强度能够基于电磁钢板的相对磁导率来算出。

在S306中，齿磁通密度取得部2706取得以通过S305算出的齿的平均磁场的强度励磁时的、齿的磁通密度的信息。该处理为与S105相同的处理。

在S307中，齿宽决定部2707以“齿的宽度”与通过S306取得的“齿的磁通密度”之积在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度。该处理为与S106相同的处理。

通过S307的处理，例如，如图11所示，决定基于运转时间的比例来加权后的齿的宽度。

在S308中，定子铁芯设计部2708将被决定的齿的宽度应用于和与轧制方向所成的角度相应的齿的宽度，从而设计定子铁芯。该处理为与S107相同的处理。

如此，定子铁芯的设计装置2700对定子铁芯进行设计，由此，能够遍及整个运转时间地降低磁通密度的偏差，并能够抑制铁损。此外，能够通过以下方式来谋求减少处理：算出基于运转时间的比例来对齿的平均磁通密度进行加权后的齿的评价磁通密度，并基于算出的齿的评价磁通密度来进行以后的处理。

像以上那样，根据本实施方式，能够通过以“齿的宽度”ד齿的磁通密度”在各齿中大致一定的方式来决定齿的宽度，从而降低磁通密度的偏差，并抑制铁损。

另外，所谓各齿，如上所述，例如既可以是像与轧制方向所成的角度0°、22.5°、45°、67.5°、90°那样，每隔预定的间隔的齿，也可以是全部的齿。此外，所谓大致一定，不限于完全一定的情况，在“大致一定”中，包含与比较例相比更能够抑制铁损的范围。具体而言，所谓大致一定，是指“齿的宽度”ד齿的磁通密度”的最大值与最小值的差异为±1％以内，优选为±0.5％以内。如上所述，作为以下情况进行了说明：对与轧制方向所成的角度的每一个，将图7中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的磁通密度”与图8中的扭矩比例60[％]的情况下的“齿的最佳宽度”相乘得到的积均为9.3，是大致一定的。具体而言，当与轧制方向所成的角度为0°时，齿的磁通密度1.65[T]×齿的最佳宽度5.64[mm]＝9.306≈9.3，当与轧制方向所成的角度为22.5°时，齿的磁通密度1.61[T]×齿的最佳宽度5.76[mm]＝9.2736≈9.3，当与轧制方向所成的角度为45°时，齿的磁通密度1.55[T]×齿的最佳宽度5.99[mm]＝9.2845≈9.3，当与轧制方向所成的角度为67.5°时，齿的磁通密度1.56[T]×齿的最佳宽度5.96[mm]＝9.2976≈9.3，当与轧制方向所成的角度为90°时，齿的磁通密度1.59[T]×齿的最佳宽度5.85[mm]＝9.3015≈9.3。该情况下的最大值与最小值的差异为9.306÷9.2736≈1.0035，因此“大致一定”为0.5％以内。此外，当允许9.25～9.34作为9.3的四舍五入的范围时，9.34÷9.25≈1.0097，因此“大致一定”为1％以内。

接着，上述电磁钢板中的材料B比材料A更能够抑制铁损。

在此，针对材料B的电磁钢板进行说明。

另外，在以下说明中，将与轧制方向所成的角度为45°的方向称为从轧制方向倾斜45°的方向，将与轧制方向所成的角度135°的方向称为从轧制方向倾斜135°的方向。此外，将与轧制方向所成的角度θ°的方向称为从轧制方向倾斜θ°的方向。如此，与轧制方向所成的角度θ°的方向与从轧制方向倾斜θ°的方向为相同的意思。

首先，针对作为材料B的电磁钢板的一例的无方向性电磁钢板(以下，称为本实施方式的无方向性电磁钢板)及在其制造方法中使用的钢材的化学组分进行说明。在以下的说明中，关于本实施方式的无方向性电磁钢板或钢材所包含的各元素的含量的单位即“％”，只要没有特别说明，就意味着“质量％”。此外，对于夹着“～”地记载的数值限定范围，下限值及上限值被包含在该范围中。对于示出为“小于”或“超过”的数值，该值不被包含在数值范围中。无方向性电磁钢板及钢材为铁素体－奥氏体相变(以下，称为α－γ相变)可产生的化学组分，具有如下的化学组分：含有C：0.0100％以下、Si：1.50％～4.00％、sol.Al：0.0001％～1.0％、S：0.0100％以下、N：0.0100％以下、从由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au构成的组中选择的1种以上：总计2.50％～5.00％、Sn：0.000％～0.400％、Sb：0.000％～0.400％、P：0.000％～0.400％、以及从由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn、及Cd构成的组中选择的1种以上：总计0.0000％～0.0100％，剩余部分由Fe及杂质构成。进而，Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au、Si及sol.Al的含量满足后述的预定的条件。作为杂质，可例示被包含在矿石或废料等原材料中的杂质、以及在制造工序中包含的杂质。

<<C：0.0100％以下>>

C会提高铁损或引起磁时效。因此，C含量越低越好。这样的现象在C含量超过0.0100％时是显著的。因此，将C含量设为0.0100％以下。C含量的降低也有助于板面内的全部方向上的磁特性的均匀提高。另外，C含量的下限并无特别限定，但基于精炼时的脱碳处理的成本，优选设为0.0005％以上。

<<Si：1.50％～4.00％>>

Si会增大电阻，从而减少涡流损耗并降低铁损，或是增大屈服比，从而提高对铁芯的冲裁加工性。当Si含量小于1.50％时，无法充分得到这些作用效果。因此，将Si含量设为1.50％以上。另一方面，当Si含量超过4.00％时，磁通密度会降低，或是冲裁加工性会因硬度的过度上升而降低，或是冷轧会变得困难。因此，将Si含量设为4.00％以下。

<<sol.Al：0.0001％～1.0％>>

sol.Al会增大电阻，从而减少涡流损耗并降低铁损。sol.Al也有助于磁通密度B50相对于饱和磁通密度的相对大小的提高。在此，所谓磁通密度B50，是指以磁场的强度5000A/m励磁时的磁通密度。当sol.Al含量小于0.0001％时，无法充分得到这些作用效果。此外，Al也具有在制钢中的脱硫促进效果。因此，将sol.Al含量设为0.0001％以上。另一方面，当sol.Al含量超过1.0％时，磁通密度会降低，或是使屈服比降低，从而降低冲裁加工性。因此，将sol.Al含量设为1.0％以下。

<<S：0.0100％以下>>

S并非必需元素，例如作为杂质被包含在钢中。由于微细的MnS的析出，S会阻碍退火中的再结晶及晶粒的生长。因此，S含量越低越好。这样的再结晶及晶粒生长的阻碍所导致的铁损的増加及磁通密度的降低在S含量超过0.0100％时较为显著。因此，将S含量设为0.0100％以下。另外，S含量的下限没有特别限定，但基于精炼时的脱硫处理的成本，优选设为0.0003％以上。

<<N：0.0100％以下>>

N与C相同，会使磁特性劣化，因此N含量越低越好。因此，将N含量设为0.0100％以下。另外，N含量的下限没有特别限定，但基于精炼时的脱氮处理的成本，优选设为0.0010％以上。

<<从由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au构成的组中选择的1种以上：总计2.50％～5.00％>>

这些元素为使α－γ相变发生所需的元素，因此需要含有这些元素总计2.50％以上。另一方面，当总计超过5.00％时，成本会变高，有时磁通密度也会降低。因此，将这些元素设为总计5.00％以下。

此外，作为可发生α－γ相变的条件，应进一步满足以下条件。即，在将Mn含量(质量％)记为[Mn]，将Ni含量(质量％)记为[Ni]，将Co含量(质量％)记为[Co]，将Pt含量(质量％)记为[Pt]，将Pb含量(质量％)记为[Pb]，将Cu含量(质量％)记为[Cu]，将Au含量(质量％)记为[Au]，将Si含量(质量％)记为[Si]，将sol.Al含量(质量％)记为[sol.Al]时，优选以质量％计，满足以下(1)式。

([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])－([Si]+[sol.Al])＞0％···(1)

在不满足前述(1)式的情况下，不会发生α－γ相变，因此磁通密度会变低。

<<Sn：0.000％～0.400％、Sb：0.000％～0.400％、P：0.000％～0.400％>>

Sn及Sb对冷轧、再结晶后的织构进行改善，从而提高其磁通密度。因此，也可以根据需要来使其含有这些元素，但当过剩地包含时，会使钢脆化。因此，Sn含量、Sb含量均设为0.400％以下。此外，为了确保再结晶后的钢板的硬度，也可以使其含有P，但当过剩地包含时，会招致钢的脆化。因此，将P含量设为0.400％以下。在像以上那样，赋予磁特性等进一步效果的情况下，优选含有从由0.020％～0.400％的Sn、0.020％～0.400％的Sb及0.020％～0.400％的P构成的组中选择的1种以上。

<<从由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd构成的组中选择的1种以上：总计0.0000％～0.0100％>>

Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd在铸造钢液时，与钢液中的S反应，生成硫化物或氧硫化物或它们二者的析出物。以下，有时会将Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd统称为“粗大析出物生成元素”。粗大析出物生成元素的析出物的粒径为1μm～2μm左右，远远大于MnS、TiN、AlN等微细析出物的粒径(100nm程度)。因此，这些微细析出物会附着于粗大析出物生成元素的析出物，从而难以阻碍中间退火中的再结晶及晶粒的生长。为了充分得到这些作用效果，这些元素的总计优选为0.0005％以上。但是，当这些元素的总计超过0.0100％时，硫化物或氧硫化物或这两者的总量会过剩，中间退火中的再结晶及晶粒的生长会被阻碍。因此，粗大析出物生成元素的含量设为总计0.0100％以下。

<<织构>>

接着，针对本实施方式的无方向性电磁钢板的织构进行说明。针对制造方法的详情，会在后面叙述，本实施方式的无方向性电磁钢板为可发生α－γ相变的化学组分，通过热轧中的最终轧制刚结束后的急冷来使组织微细化，由此成为{100}晶粒生长的组织。由此，本实施方式的无方向性电磁钢板的{100}＜011＞取向的聚集强度会成为5～30，相对于轧制方向成45°方向的磁通密度B50尤其会变高。像这样在特定的方向上磁通密度会变高，但整体上，会得到全部方向平均上较高的磁通密度。当{100}＜011＞取向的聚集强度小于5时，使磁通密度降低的{111}＜112＞取向的聚集强度会变高，在整体上，磁通密度会降低。此外，{100}＜011＞取向的聚集强度超过30的制造方法需要使热轧板变厚，会存在制造困难这样的问题。

{100}＜011＞取向的聚集强度能够通过X射线衍射法或电子束后方散射衍射(electron backscatter diffraction：EBSD)法来测定。因为X线及电子束的从试样的反射角等针对每个晶体取向都不同，所以能够以随机取向试样为基准，用该反射强度等来求得晶体取向强度。本实施方式的优选的无方向性电磁钢板的{100}＜011＞取向的聚集强度以X射线随机强度比计为5～30。此时，也可以是，通过EBSD来测定晶体取向，并使用换算为X射线随机强度比的值。

<<厚度>>

接着，针对本实施方式的无方向性电磁钢板的厚度进行说明。本实施方式的无方向性电磁钢板的厚度为0.50mm以下。当厚度超过0.50mm时，无法得到优异的高频铁损。因此，将厚度设为0.50mm以下。

<<磁特性>>

接着，针对本实施方式的无方向性电磁钢板的磁特性进行说明。在调查磁特性时，对本实施方式的无方向性电磁钢板的磁通密度即B50的值进行测定。在被制造的无方向性电磁钢板中，无法区别该轧制方向中的一方与另一方。因此，在本实施方式中，所谓轧制方向，是指其中一方与另一方这两个方向。在将轧制方向上的B50的值记为B50L，将从轧制方向倾斜45°的方向上的B50的值记为B50D1，将从轧制方向倾斜90°的方向上的B50的值记为B50C，将从轧制方向倾斜135°的方向上的B50的值记为B50D2时，可观察到B50D1及B50D2最高，B50L及B50C最低这样的磁通密度的各向异性。

在此，例如在考虑了以顺时针(也可以是逆时针)的方向为正方向的磁通密度的全部取向(0°～360°)分布的情况下，当将轧制方向设为0°(一个方向)及180°(另一方向)时，B50D1会成为45°及225°的B50值，B50D2会成为135°及315°的B50值。同样，B50L会成为0°及180°的B50值，B50C会成为90°及270°的B50值。45°的B50值与225°的B50值严格一致，135°的B50值与315°的B50值严格一致。然而，B50D1与B50D2在实际制造时有时不容易使磁特性相同，因此有时会存在严格来说不一致的情况。同样，0°的B50值与180°的B50值严格一致，90°的B50值与270°的B50值严格一致，而B50L与B50C严格来说有时会不一致。在本实施方式的无方向性电磁钢板中，用B50D1及B50D2的平均值、以及B50L与B50C的平均值来满足以下的(2)式及(3)式。

(B50D1+B50D2)/2＞1.7T···(2)

(B50D1+B50D2)/2＞(B50L+B50C)/2···(3)

如此，当测定磁通密度时，像(2)式那样，50D1及B50D2的平均值为1.7T以上，并且像(3)式那样，磁通密度的高各向异性被确认。

进而，优选的是，除了满足(1)式之外，还像以下的(4)式那样，与(3)式相比，磁通密度的各向异性更高。

(B50D1+B50D2)/2＞1.1×(B50L+B50C)/2···(4)

进而，像以下的(5)式那样，优选磁通密度的各向异性更高。

(B50D1+B50D2)/2＞1.2×(B50L+B50C)/2···(5)

进而，像以下的(6)式那样，优选B50D1及B50D2的平均值为1.8T以上。

(B50D1+B50D2)/2＞1.8T···(6)

另外，所述的45°为理论上的值，在实际制造时，有时使其与45°一致并不容易，因此严格来说，也应包含与45°不一致的值。这一点针对该0°、90°、135°、180°、225°、270°、315°也是同样。

关于磁通密度的测定，能够相对于轧制方向，从45°、0°方向等切出55mm见方的试样，并用单板磁性测定装置来进行。

<<制造方法>>

接着，针对本实施方式的无方向性电磁钢板的制造方法的一例进行说明。在制造本实施方式的无方向性电磁钢板时，例如会进行热轧、冷轧(第1冷轧)、中间退火(第1退火)、表皮光轧(第2冷轧)、最终退火(第3退火)、去应力退火(第2退火)等。

首先，加热所述钢材，进行热轧。钢材为例如通过一般的连续铸造所制造出的钢坯。热轧的粗轧和精轧在γ区域(Ar1温度以上)的温度下进行。即，以精轧的精轧温度在Ar1温度以上，卷取温度超过250℃且在600℃以下的方式进行热轧。由此，通过此后的冷却，从奥氏体向铁素体相变，从而使组织微细化。若在微细化的状态下进行这之后的冷轧，则由于伸出重结晶(下文中的膨胀)的产生变得容易，所以能够使一般难以成长的{100}晶粒更易成长。

另外，在制造本实施方式的无方向性电磁钢板时，进一步使通过精轧的最终道次时的温度(精轧温度)在Ar1温度以上，使卷取温度超过250℃且在600℃以下。通过从奥氏体向铁素体相变，使结晶组织微细化。通过像这样使结晶组织微细化，能够经过其后的冷轧、中间退火而使膨胀更易发生。

其后，不进行热轧板退火而直接卷取，在酸洗后对热轧钢板进行冷轧。冷轧时优选为使压下率为80％～95％。若压下率不足85％则难以发生膨胀。若压下率超过95％，则虽然通过其后的膨胀使{100}晶粒更易成长，但需要使热轧钢板变厚，这使得热轧的卷取变得困难，操作容易变得困难。冷轧的压下率更优选为86％以上。若冷轧的压下率在86％以上，则膨胀更容易发生。

冷轧完成后，继续进行中间退火。在制造本实施方式的无方向性电磁钢板时，在不会向奥氏体相变的温度下进行中间退火。即，优选为使中间退火的温度小于Ac1温度。通过像这样进行中间退火而产生膨胀，从而使{100}晶粒更易成长。另外，中间退火的时间优选为5秒～60秒。

中间退火完成后，接下来进行表皮光轧。若以所述的方式在发生膨胀的状态下进行表皮光轧、退火，则以膨胀发生的部分为起点{100}晶粒进一步成长。这是因为，通过表皮光轧，{100}＜011>晶粒有难以积攒应变，而{111}＜112>晶粒有容易积攒应变的性质，在之后的退火中应变少的{100}＜011>晶粒以应变的差为驱动力而蚕食{111}＜112>晶粒。以应变差为驱动力所发生的这种蚕食现象被称为应变诱发晶界移动(下文中的SIBM)。表皮光轧的压下率优选为5％～25％。若压下率不足5％则应变量过少，此后的退火中不发生SIBM，{100}＜011>晶粒无法变大。另一方面，若压下率超过25％则应变量过多，会发生从{111}＜112>晶粒之中产生新晶粒的重结晶晶核生成(下文中的Nucleation)。由于在该Nucleation中产生的大多数晶粒都是{111}＜112>晶粒，因此磁特性会变差。

在施行表皮光轧后，为了释放应变以提高加工性而进行最终退火。最终退火也同样设为不会向奥氏体相变的温度，使最终退火的温度低于Ac1温度。通过进行这样的最终退火，从而{100}＜011>晶粒蚕食{111}＜112>晶粒，能够使磁特性提高。另外，在最终退火时使达到600℃～Ac1温度的时间在1200秒以内。此退火时间若过短，则表皮光轧时产生的应变大体上仍然残留，在冲裁为复杂形状时会产生翘曲。另一方面，若退火时间过长，则晶粒变得过于粗大，在冲裁时塌边变大，无法达到冲裁精度。

最终退火完成后，为了使其成为所需的钢铁部件，进行无方向性电磁钢板的成形加工等。进而，为了将通过对由无方向性电磁钢板构成的钢铁部件进行成形加工等(例如冲裁)而产生的应变等除去，而对钢铁部件施行去应力退火。在本实施方式中，为了在低于Ac1温度下使SIBM发生，且晶粒粒径能够粗大，而使去应力退火的温度为例如800℃左右、去应力退火的时间在2小时左右。通过去应力退火，能够提高磁特性。

关于本实施方式的无方向性电磁钢板(钢铁部件)，在所述的制造方法中，主要是通过在热轧工序中在Ar1温度以上进行精轧，从而得到所述(1)式的高B50及所述(2)式的优异的各向异性。进而，通过在表皮光轧工序中使压下率在10％左右，从而得到所述(4)式的更加优异的各向异性。

需要说明的是，在本实施方式中Ar1温度是从以1℃/秒的平均冷却速度进行冷却中的钢材(钢板)的热膨胀变化中求得。另外，在本实施方式中Ac1温度是从以1℃/秒的平均加热速度进行加热中的钢材(钢板)的热膨胀变化中求得。

像以上那样，能够制造由本实施方式的无方向性电磁钢板构成的钢铁构件。

接下来，关于本市实施方式的无方向性电磁钢板，展示实施例并进行具体说明。如下所示的实施例仅为无方向性电磁钢板的一种示例，无方向性电磁钢板并不局限于以下示例。

<<第1实施例>>

通过对钢液进行铸造，制作为以下的表1至表2所示成分的铸锭。这里的式左边表示所述(1)式的左边的值。在此之后，将制作出的铸锭加热至1150℃进行热轧，轧制至板厚达2.5mm。进而，在精轧完成后进行水冷，卷取热轧钢板。此时在精轧的最终道次阶段时的温度(精轧温度)为830℃，均高于Ar1温度。需要说明的是，关于未发生γ－α相变的No.108，精轧温度设为了850℃。另外，关于卷取温度，在表1所示的条件下进行。

接下来，在热轧钢板中通过酸洗除去氧化皮，以表1所示的冷轧后的压下率进行轧制。进而，在无氧化环境中700℃下进行30秒的中间退火。而后，以如表1所示的第2次的冷轧(表皮光轧)压下率进行轧制。

接着，为检查磁特性，在第2次冷轧(表皮光轧)后在800℃下进行30秒最终退火，通过剪切加工制作55mm见方的试样后，在800℃下进行2小时去应力退火，测定磁通密度B50。测定试样是在轧制方向上0°和45°的2个方向上采集55mm见方的试样。而后，测定这2种试样，将相对于轧制方向为0°、45°、90°、135°的磁通密度B50分别记为B50L、B50D1、B50C、B50D2。

【表1】

【表2】

表1至表2中的下划线表示超出本发明范围外的条件。发明例No.101～No.107、No.109～No.111、No.114～No.130均在45°方向及全周平均上磁通密度B50的值均为良好。然而，由于No.116和No.127超出了适宜的卷取温度，所以磁通密度B50稍低。由于No.129和No.130冷轧的压下率低，所以与同样成分和卷取温度的No.118相比磁通密度B50稍低。另一方面，由于比较例No.108的Si浓度高，式左边的值在0以下，为不发生α－γ相变的组成，所以磁通密度B50均较低。由于使比较例No.112的表皮光轧率低，所以{100}＜011>强度不足5，磁通密度B50均较低。比较例No.113的{100}＜011>强度在30以上，超出了本发明的范围。由于No.113的热轧板厚度达到了7mm，故存在难以操作的缺点。

<<第2实施例>>

通过钢液铸造，制作如下表3所示成分的铸锭。在此之后，将制作出的铸锭加热至1150℃进行热轧，轧制至板厚达2.5mm。进而，在精轧完成后进行水冷，卷取热轧钢板。此时精轧的最终道次阶段的精轧温度为830℃，均比Ar1温度高。

接下来，在热轧钢板中通过酸洗除去氧化皮，冷轧至板厚达0.385mm。而后，在无氧化环境中进行中间退火，控制中间退火的温度使重结晶率达85％。接着，进行第二次冷轧(表皮光轧)至板厚达0.35mm。

接着，为了检测磁特性，在第2次冷轧(表皮光轧)后在800℃下进行30秒最终退火，通过剪切加工制作55mm见方的试样后，在800℃下进行2小时的去应力退火，测定磁通密度B50和铁损W10/400。关于磁通密度B50，以和第1实施例相同的顺序测定。另一方面，铁损W10/400作为为了使最大磁通密度达1.0T而施加400Hz的交流磁场时试样所产生的能量损耗(W/kg)而测定。铁损是相对轧制方向在0°、45°、90°、135°上测定的结果的平均值。

【表3】

【表4】

No.201～No.214均为发明例，磁特性均良好。尤其是No.202～No.204较No.201、No.205～No.214磁通密度B50更高，No.205～No.214较No.201～No.204铁损W10/400更低。

以上，与各种实施方式共同对本发明进行了说明，但本发明不仅仅被限定于这些实施方式，能够在本发明的范围内进行变更等。

在上述说明中，针对运转条件为扭矩比例的情况进行了说明，但不限于该情况，运转条件既可以为转速比例，也可以为每个转速比例的扭矩比例。

工业可利用性

根据本发明，能够降低磁通密度的偏差，从而抑制铁损。因此，工业可利用性较高。

附图标记说明

100：旋转电机

110：转子

120：定子

121a～121p：齿

122：轭

130：旋转轴

400：电动机

410：转子

411：永磁铁

421：定子铁芯

422：绕组

501a～501m：定子

1600：电动机

1610：转子

1621：定子铁芯

1622：绕组

1701a～1701p：定子

2700：定子铁芯的设计装置

2701：运转数据取得部

2702：运转条件/运转比例确定部

2703：平均磁通密度取得部

2704：评价磁通密度算出部

2705：平均磁场的强度算出部

2706：齿磁通密度取得部

2707：齿宽决定部

2708：定子铁芯设计部

Claims (12)

1.一种定子铁芯，其具有被层叠的多个电磁钢板，其特征在于，

所述定子铁芯的多个齿中的、沿着磁特性优异的方向的齿的宽度比沿着磁特性较差的方向的齿的宽度更小。

2.如权利要求1所述的定子铁芯，其特征在于，

在所述定子铁芯的齿中，

所述定子铁芯的齿的宽度与以预定的磁场的强度励磁时的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

3.如权利要求1或2所述的定子铁芯，其特征在于，

所述定子铁芯由被轧制的电磁钢板层叠而构成；

所述电磁钢板具有以下的化学组分：

以质量％计，含有

C：0.0100％以下、

Si：1.50％～4.00％、

sol.Al：0.0001％～1.0％、

S：0.0100％以下、

N：0.0100％以下、

从由Mn、Ni、Co、Pt、Pb、Cu、Au构成的组中选择的1种以上：总计2.50％～5.00％、

Sn：0.000％～0.400％、

Sb：0.000％～0.400％、

P：0.000％～0.400％、以及

从由Mg、Ca、Sr、Ba、Ce、La、Nd、Pr、Zn及Cd构成的组中选择的1种以上：总计0.0000％～0.0100％，

在将Mn含量以质量％记为[Mn]，将Ni含量以质量％记为[Ni]，将Co含量以质量％记为[Co]，将Pt含量以质量％记为[Pt]，将Pb含量以质量％记为[Pb]，将Cu含量以质量％记为[Cu]，将Au含量以质量％记为[Au]，将Si含量以质量％记为[Si]，将sol.Al含量以质量％记为[sol.Al]时，满足以下(1)式，

([Mn]+[Ni]+[Co]+[Pt]+[Pb]+[Cu]+[Au])－([Si]+[sol.Al])＞0％···(1)

剩余部分具有由Fe及杂质构成；

在将轧制方向上的B50的值记为B50L，将从轧制方向倾斜45°的方向上的B50的值记为B50D1，将从轧制方向倾斜90°的方向上的B50的值记为B50C，将从轧制方向倾斜135°的方向上的B50的值记为B50D2时，满足以下的(2)式及(3)式，{100}＜011＞的X射线随机强度比为5以上且小于30，板厚为0.50mm以下，

(B50D1+B50D2)/2＞1.7T···(2)

(B50D1+B50D2)/2＞(B50L+B50C)/2···(3)

所述磁特性优异的方向为与轧制方向所成的角度为45°的方向，所述磁特性较差的方向为与轧制方向所成的角度为0°及90°的方向；

沿着所述与轧制方向所成的角度为45°的方向的齿的宽度比沿着所述与轧制方向所成的角度为0°的方向的齿的宽度、以及沿着所述与轧制方向所成的角度为90°的方向的齿的宽度中的任一宽度更小。

4.如权利要求3所述的定子铁芯，其特征在于，

满足以下的(4)式，

(B50D1+B50D2)/2＞1.1×(B50L+B50C)/2···(4)。

5.如权利要求3所述的定子铁芯，其特征在于，

满足以下的(5)式，

(B50D1+B50D2)/2＞1.2×(B50L+B50C)/2···(5)。

6.如权利要求3所述的定子铁芯，其特征在于，

满足以下的(6)式，

(B50D1+B50D2)/2＞1.8T···(6)。

7.一种旋转电机，其特征在于，

包括如权利要求1～6的任意1项所述的定子铁芯。

8.一种定子铁芯的设计方法，该定子铁芯具有被层叠的电磁钢板；

该设计方法的特征在于，具有：

齿磁通密度取得工序，其取得以预定的磁场的强度励磁时的齿的磁通密度的信息，以及

决定工序，其决定所述定子铁芯的齿的宽度，以使得所述定子铁芯的齿的宽度与通过所述齿磁通密度取得工序取得的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

9.如权利要求8所述的定子铁芯的设计方法，其特征在于，具有：

运转数据取得工序，其取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，

确定工序，其基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据，对多个运转条件中的运转时间的比例最高的运转条件进行确定，

平均磁通密度取得工序，其取得通过所述确定工序确定的比例最高的运转条件所对应的齿的平均磁通密度的信息，以及

平均磁场的强度算出工序，其根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的齿的平均磁通密度的信息，算出齿的平均磁场的强度；

在所述齿磁通密度取得工序中，

取得以通过所述平均磁场的强度算出工序算出的平均磁场的强度励磁时的齿的磁通密度的信息。

10.如权利要求8所述的定子铁芯的设计方法，其特征在于，具有：

运转数据取得工序，其取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，

确定工序，其基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据来确定多个运转条件的每一个的运转时间的比例，

平均磁通密度取得工序，其取得所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，以及

平均磁场的强度算出工序，其根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的、所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，针对所述多个运转条件的每一个，分别算出齿的平均磁场的强度；

在所述齿磁通密度取得工序中，

取得以通过所述平均磁场的强度算出工序算出的所述多个运转条件的每一个的齿的平均磁场的强度励磁时的、所述多个运转条件的每一个的齿的磁通密度的信息；

在所述决定工序中，

针对所述多个运转条件的每一个算出齿的宽度，基于通过所述确定工序确定的运转时间的比例，对算出的所述多个运转条件的每一个的齿的宽度进行加权，并决定加权后的齿的宽度，以使得所述定子铁芯的齿的宽度与通过所述齿磁通密度取得工序取得的齿的磁通密度之积在各齿中大致一定。

11.如权利要求8所述的定子铁芯的设计方法，其特征在于，具有：

运转数据取得工序，其取得使具备所述定子铁芯的旋转电机运转的情况下的所述旋转电机的运转数据，

确定工序，其基于通过所述运转数据取得工序取得的运转数据来确定多个运转条件的每一个的运转时间的比例，

平均磁通密度取得工序，其取得所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，

评价磁通密度算出工序，其根据通过所述平均磁通密度取得工序取得的、所述多个运转条件的每一个所对应的齿的平均磁通密度的信息，算出基于通过所述确定工序确定的运转时间的比例来加权后的齿的评价磁通密度，以及

平均磁场的强度算出工序，其根据通过所述评价磁通密度算出工序算出的齿的评价磁通密度，算出齿的平均磁场的强度；

在所述齿磁通密度取得工序中，

取得以在所述平均磁场的强度算出工序中算出的齿的平均磁场的强度励磁时的齿的磁通密度的信息。

12.如权利要求9～11的任意1项所述的定子铁芯的设计方法，其特征在于，

在所述运转数据取得工序中，

取得具备所述定子铁芯的旋转电机的计划数据及实绩数据中的至少任一运转数据。

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