JP2009140708A - 誘導加熱装置および誘導加熱装置に使用される加熱容器 - Google Patents

Abstract

【課題】加熱性能のよい加熱コイルを選択し、加熱コイルの作動条件を規定して加熱性能のよい誘導加熱装置を提供する。
【解決手段】同一の加熱コイル１を２個対向させ、対向する２個のコイルの内、一方のコイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）、一方のコイルに対向する他方のコイルを短絡したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）、とする。一方のコイルである加熱コイル１が、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ１（Ｈｚ）とする。加熱コイル１にはｆ１が１００ｋＨｚ以上のコイルが選ばれる。加熱コイル１は、加熱制御回路３によってｆ１（Ｈｚ）以下の周波数で駆動される。
【選択図】図１

Description

この発明は、加熱コイルに交流電流を流し、加熱コイルに近接する金属体を加熱する誘導加熱装置、および誘導加熱装置に使用される加熱容器に関する。

加熱コイルに交流電流を流し、加熱コイルに近接する金属体を加熱する誘導加熱装置は、本願の図２７に示すように電力制御回路５０によって加熱コイル５１が制御され、金属体２０が加熱される概略構成となっている。現状の誘導加熱装置において、電気エネルギーを熱エネルギーに変換する効率は、約８５％であり、エネルギー変換効率としては、実用的なレベルではある。しかしながら、例えば、１ｋＷの電力を使用すると、１５％の電力損失は、１０００Ｗ×０．１５＝１５０Ｗにもなる。これらの電力は、加熱コイル５１の抵抗と加熱コイル５１の電力制御回路５０で電力損失として消費されて熱になる。そのため、誘導加熱装置の内部で熱が発生し、その熱の放熱手段として、放熱板を電力制御回路５０に装備しており、また誘導加熱装置内部で発生する熱を外部に逃がすファンなどが必要となる。

加熱コイル５１の駆動周波数が高くなると、加熱コイル５１の交流抵抗が上昇し、この抵抗による電力損失が増大する。鉄鍋などの強磁性体では、２０ｋＨｚから３０ｋＨｚの低周波数でも加熱効率がよい。そのため、加熱コイル５１単体の抵抗による電力損失も少ない。一方、アルミニューム鍋や銅鍋などを加熱させるには、鉄鍋よりも高い周波数、例えば４０ｋＨｚから１００ｋＨｚで加熱コイル５１を駆動しなければならない。よって、加熱コイル５１単体の抵抗が上昇し、このコイル抵抗による電力損失が増大する。アルミ鍋や銅鍋などを効率よく加熱するには、高周波数における加熱コイル５１の抵抗を減少させる必要がある。この加熱コイル５１の抵抗を減少させるため、様々な改良案が提案されている。

例えば、特開２００３−１１５３６８号公報（特許文献１）には、素線を右撚りに撚った集合線と、左撚りに撚った集合線を作成し、これらの集合線を束ねて加熱コイルを形成する導線とすることにより、加熱コイルの抵抗を低減する手法が記載されている。

また、特許文献１には、素線数や集合線数は、「設計によって決められる」と記載されており、加熱コイルを設計、選択する定式的な手法が存在せず、試行錯誤によってしか、性能のよい加熱コイルを実現できないことが記載されている。

また、コイルは、インダクタンスが高いか、または使用する周波数が高く、十分なリアクタンスを確保できる場合には、リアクタンス性素子として非正弦波を正弦波に戻す作用があることが知られている。例えば、高圧直流電力をサイリスタ等で三相交流に戻すときに使われる変成器は、階段波を正弦波に戻すことができる。

コイルが十分なリアクタンスを確保できない場合は、コイルにキャパシタを装備し、非正弦波を正弦波に戻している。あるいは、回路中に正のリアクタンスが存在する場合、そのリアクタンスがコイルの残留インダクタンスによるものであれ、誘導性負荷によるものであれ、正のリアクタンスを打ち消して力率を改善するキャパシタが使用される。商用電源の６０Ｈｚ程度の周波数において力率を改善するキャパシタについての先行文献は多数存在する。また、高周波数で特性のよいキャパシタに関する先行文献も多数存在する。しかし、高周波数の電力回路において、正のリアクタンスを打ち消して力率を改善するキャパシタに言及した先行文献としては、特開２００２−３５３０５０号公報（特許文献２）に、電力伝送装置の力率を改善するキャパシタに誘電正接の低いフィルムキャパシタ等を使用するというのが記載されている程度である。

以下、本願で使用する用語について説明しておく。交番磁場の磁気エネルギーにより金属を加熱する誘導加熱装置は、「誘導加熱」という技術用語を使用したものである。また、この誘導加熱作用を利用した「電磁調理器」は、誘導加熱装置の一形態である。よって、電磁調理器と表記している場合は、誘導加熱装置と同義とする。

そして、コイルやキャパシタに等価的に直列に存在する抵抗成分は、通常ＥＳＲと表記され、等価直列抵抗(Equivalent Series Resistance)と呼ばれている。本願では、ＥＳＲの周波数特性に言及するので「実効直列抵抗」(Effective Series Resistance)に表記を統一しておく。さらに、容量性素子であるキャパシタは、日本語ではコンデンサと表記される場合が多い。本願では文献を引用する場合を含め、全て「キャパシタ」に表記を統一しておく。また、一般にキャパシタの容量値である静電容量をキャパシタンスと表記する場合が多い。しかし、キャパシタンスの表記は、キャパシタと混同しやすい。よって、キャパシタの容量値は、全て「静電容量」に表記を統一しておく。

また、一般に、真空中の誘電率に対する比である比誘電率は、単に「誘電率」と表記されている場合が多い。物理定数である誘電率εｏは真空中の誘電率であって、その値は、εｏ＝８．８５×１０^−１２（Ｆ／ｍ）である。本願では、キャパシタの構成を真空中の誘電率εｏを用いて求めている。よって、真空中の誘電率εｏに対する比である比誘電率εｓは「比誘電率」またはεｓに表記を統一しておく。同様に、真空中の透磁率に対する比である比透磁率は、単に「透磁率」と表記されている場合が多い。しかし、本願では、透磁率、比透磁率については考察しないので、「透磁率」と表記しておく。
特開２００３−１１５３６８号公報（段落番号００２０、００２１、００２４、請求項１） 特開２００２−３５３０５０号公報（段落番号００１５、００１９、請求項５）

図２８（Ａ）は、一般の電磁調理器に使用されているコイルと同じく、スパイラル状に巻回されたコイル１を表す。図２８（Ｂ）は、コイル１に被加熱用の金属体２０が対向している状態を示す。導線１ｘに単導線を使用した場合、導線径が太くなると、周波数の上昇に伴い、コイルの実効直列抵抗が増大することが知られている。そこで、導線１ｘを複数の素線を撚り合わせて構成し、実効直列抵抗の増加を抑制している。この実効直列抵抗が増加する原因として、表皮効果や渦電流損などが知られている。

しかしながら、本願発明者が実験検証した限りにおいて、導線１ｘ間に空隙を設けることにより、周波数の上昇による実効直列抵抗の増加率を著しく改善できることが分かっている。すなわち、導線を巻回して構成されるコイルにおいては、周波数の上昇による実効直列抵抗の増加の原因として、表皮効果以外の要因が大きいものと思われる。特許文献１には、周波数の上昇により実効直列抵抗が増加する要因として「近接作用」が記載されている。「近接作用」とは、物理学で万有引力やクーロン力の作用を指すものである。一般のコイルにおいて「近接作用」により実効直列抵抗が上昇すると記載された文献は無い。本願では、特許文献１に記載の「近接作用」を、周波数の上昇によりコイルの実効直列抵抗が増加する他の要因と捉えておく。

特許文献１の段落番号０００２に記載のように、コイルの直流抵抗と比べ、４０ｋＨｚから１００ｋＨｚにおける実効直列抵抗の増加を抑制する必要がある。ただし、周波数の上昇による実効直列抵抗の増加率が低いコイルが、必ずしも加熱コイルとしての性能がよいとは限らない。まず、誘導加熱に使用される周波数において、加熱コイル単体の実効直列抵抗が十分に小さくないといけない。加熱コイルの直流抵抗Ｒｄに比べ、１００ｋＨｚにおける加熱コイルの実効直列抵抗が直流抵抗Ｒｄの２倍以下のように良好な周波数特性のコイルは存在する。しかし、直流抵抗Ｒｄの絶対値自体が大きければ、このような加熱コイルは誘導加熱装置の加熱コイルとしては使用できない。

さらに加熱コイルに金属が近接したときの、加熱コイルの実効直列抵抗の変化にも着目し、コイル単体の実効直列抵抗と、金属体が加熱コイルに近接したときの、加熱コイルの実効直列抵抗との差異を求め、加熱効率がよい加熱コイルを選択しなければならない。

上述した加熱コイルの実効直列抵抗と周波数の関係を、具体的な数値を明示して効果を実証した従来技術は存在しない。しかし、加熱コイル単体の実効直列抵抗と周波数の関係以外に、コイルの性能を判断して選択する手法を見つける必要がある。本願発明者は、送電コイルと受電コイルが分離可能な電力伝送装置において、コイルの特性が、周波数が上昇すると回路理論に反することを見いだしている。そして、回路理論に反する周波数を上昇させることにより、電力伝送性能のよいコイルを選択し、実現している。

電力伝送装置の送電コイルも、誘導加熱装置の加熱コイルも、電気エネルギーを磁気エネルギーに変換し、空間に磁気エネルギーを生成するという同一の作用を持つ。そこで、本願発明者は、電力伝送装置のコイルの特性を計測して選択する手法を誘導加熱装置に適用することを検討し、良好な結果が得られている。その詳細については後述してある。

また、特許文献１に記載されているように、コイルの特定的構成を規定しても、素線径、導線径、巻数、コイル外径など、他の構成要因が変化したときにまで、加熱コイルの実効直列抵抗が低減できるという効果が得られるとは限らない。例えば、特許文献１の段落番号００４３には、実施例として「素線外径が０．１ｍｍのものについて説明したが、素線外径が０．０４〜０．０６ｍｍにおいても、同様の効果が得られる」と記載されている。しかし、特許文献１には、他の構成の導線との比較例が記載されていない。よって、特許文献１の特定的構成規定が一般性を持つことは示されていない。さらに、特許文献１の段落番号００３２には「電流の向きが不揃いになる」と記載されている。しかし、特許文献１に記載された導線の特定的構成規定により「電流の向きが不揃いになる」なることも、「電流の向きが不揃いになる」ことにより加熱コイルの実効直列抵抗が低下することも、特許文献１には何ら示されておらず、これらの主張は実証されていない。

仮に、特許文献１に記載のような加熱コイルの特定的構成を規定することによって、加熱コイルの実効直列抵抗が低減できるのなら、導線径、巻数、外径が同一であり、導線の構成のみが異なる加熱コイルとの実効直列抵抗を比較しないと、効果が実証できているとは言えない。この比較は、導線の構成以外の構成が同一である複数の構成のコイルで行なう必要がある。科学技術の分野において、他の構成要因を全て同一とし、着目するパラメータ、この場合は導線の構成のみを変更したときの差異を明示しない限り、効果が実証されたとは言えない。このような手法は「対照実験」と呼ばれている。対照実験が行えない場合はともかく、特許文献１では対照実験を行える。よって、対照実験のデータが記載されていない特許文献１は、主張されている効果が実証されているとは言えない。

さらに、特許文献１の段落番号００２１には、「素線数または径は設計によって決定されるものである」と記載されている。同じく、段落番号００２４には、「束ねる束数は先に述べたように設計によって決定されるものである」と記載されている。すなわち、特許文献１に記載の特定的構成以外の構成、例えば、コイル外径等の仕様に合わせ、試行錯誤により、素線数または径、束ねる束数を変えて実際に加熱コイルを作成する設計試作工程と、実際に加熱性能を確認する検証工程が必要となる。この検証工程は、電力伝送装置とは異なり、加熱検証実験に時間がかかるという問題がある。

上記のように、従来の技術では、性能のよい誘導加熱装置のコイルの構成について、不明確な部分が多い。そのために、特性のよい加熱コイルを選択し、加熱コイルを設計して、加熱効率がよい加熱コイルを実現することができない。また加熱効率がよい加熱コイルを実現できないため、熱変換効率は８５％が上限となっており、その上限を越える誘導加熱装置は実現できていない。これが本分野における第１の課題となっている。

次に、加熱コイルは、正弦波で駆動された場合に、電気エネルギーを磁気エネルギーに変換する効率が最もよくなる。本願の図２７に示すような回路構成で、加熱コイル１に印加する電圧を正弦波にする場合、電力制御回路５０が、直流電力を交流電力に変換する変換効率が最高でも７０％である。よって、電力制御回路５０内ではスイッチング制御が行なわれており、加熱コイルに供給される電流は正弦波ではない。本分野において、加熱コイルの駆動回路の電力損失を回避する先行技術は殆ど存在しない。しかしながら、市販されている電磁調理器において、図２７に示す電力制御回路５０に含まれる電力変換用半導体素子には、大きな放熱板が装備され、熱抵抗を小さくしている。これは、半導体素子が、電力損失による発熱を起しており、その発熱による半導体素子の熱破壊を防止するためと推察される。このように、加熱コイルを駆動する回路において発生する電力損失を回避するのが、本分野における他の課題となっている。

前述したように、現状の誘導加熱装置は、電気エネルギーを熱エネルギーに変換する効率が８５％と高い。しかし、誘導加熱装置に投入される電力は１ｋＷ以上である。特に卓上式の電磁調理器は形状が小さく、さらに電力損失を低減することが要請されている。

また、加熱される金属体や容器は種々の材質や形状がある。そのため、金属体が近接したときに、加熱コイルの特性（インダクタンスや実効直列抵抗）が変動する。それにより、加熱効率も変動する。したがって、誘導加熱装置に適した加熱用鍋を実現する必要がある。しかし、特許文献１の記載からも、加熱用の鍋として適したものを設計する手順は困難である。この点が本分野におけるその他の課題となっている。

また、特許文献２は、電力伝送装置の発明であるが、特許文献２に記載のキャパシタは、高周波電力回路用のキャパシタでもある、したがって、特許文献２を、誘導加熱装置にも適用可能な高周波電力回路用キャパシタの先行事例として引用する。

図２９は、２端子回路に正のリアクタンスＬｅを含む回路の等価回路図である。

特許文献２の段落番号００１７には、高周波の電力回路において、送電コイルの残留リアクタンスＬｅを打ち消し、力率の改善（特許文献２では共振用と記載されている）を行なうキャパシタとして、誘電正接ｔａｎδが小さいキャパシタ、ポリスチレンやポリプロピレンを誘電体とするキャパシタを使用することが記載されている。しかしながら、ポリスチレンやポリプロピレンを誘電体とするキャパシタは、他の誘電体を用いたキャパシタよりいかなる周波数でも誘電正接ｔａｎδが小さいとは限らない。

さらに、本願発明者が追試したところ、一部のポリスチレンキャパシタは発熱のため使用できなかった。また、ポリプロピレンキャパシタは、構成によって電力伝送性能が異なるうえ、静電容量と周波数によっては、電力伝送性能が低下する現象が見られた。

図３０は、キャパシタの等価回路を表す図である。図３０において、Ｘｃはキャパシタのリアクタンス、Ｒｃはキャパシタの実効直列抵抗、Ｌｃはキャパシタの寄生インダクタンスを表す。

誘電正接ｔａｎδは、キャパシタのＱを使い、ｔａｎδ＝１／Ｑ（無単位）、と定義されている。キャパシタのＱは、Ｑを計測する周波数において、キャパシタのリアクタンスをＸｃ（Ω）、実効直列抵抗をＲｃ（Ω）とすると、Ｑ＝Ｘｃ／Ｒｃ（無単位）、で表される。ＪＩＳの規定によると、キャパシタの誘電正接ｔａｎδは、静電容量により、１ｋＨｚまたは１ＭＨｚで計測される。静電容量をＣ（Ｆ）とすると、キャパシタのリアクタンスＸｃ（Ω）は、Ｘｃ＝１／ωＣ（Ω）、であり、Ｘｃは、角周波数ω（ω＝２πｆ、ｆは周波数（Ｈｚ））と静電容量Ｃの積の逆数となっている。図３０の記号を使うと、キャパシタの誘電正接ｔａｎδは、ｔａｎδ＝ωＣ・Ｒｃ＝Ｒｃ・Ｘｃ、となる。また、キャパシタの静電容量Ｃは、通常、１０^−６Ｆ以下である。よって、１ｋＨｚのような低い周波数においては、ωＣの値が、１０^−６以下と、非常に小さな値となる。一方、キャパシタの実効直列抵抗Ｒｃは、キャパシタの種類や静電容量によっても異なるが、１ｋＨｚでは、通常、１０Ω以下である。したがって、一般のキャパシタの誘電正接ｔａｎδの値は、通常、後述するＪＩＳの規定値である、ｔａｎδ＜０．００１、となっている。

一般に、高周波数領域で実効直列抵抗Ｒｃ（Ω）が低いキャパシタは、セラミックキャパシタである。したがって、セラミックキャパシタはＱが高く、誘電正接ｔａｎδも低い。実際に本願発明者が、静電容量０．１μＦの積層セラミックキャパシタのＱを１ＭＨｚにて実測したところ、Ｑ≒１８であり、ｔａｎδ＝１／１８≒０．０５５、正接角δは、δ≒３度であった。

後述する電力伝送性能が良いポリプロピレンキャパシタとは異なる構成の、静電容量０．１μＦのポリプロピレンキャパシタのＱを１ＭＨｚにて実測したところ、Ｑ≒５であり、ｔａｎδ＝１／５≒０．２、正接角δは、δ≒１１．３度であった。すなわち、高周波数領域での誘電正接ｔａｎδを比較する限りにおいては、セラミックキャパシタの方が、ポリプロピレンキャパシタよりも特性がよい。しかし、本願発明者が実験検証した限りにおいては、積層セラミックキャパシタは、ポリプロピレンキャパシタより電力伝送性能が悪くなっている。

特許文献２には、単に「誘電正接が小さい」と記載されているだけである。ＪＩＳの規定に準ずるとしたなら、前述したように、１ｋＨｚにて誘電正接ｔａｎδを計測して性能比較をするだけで、高周波電力回路用の最適なキャパシタが選べることになる。しかし、後述するが、キャパシタの誘電体や誘電正接のみでは、高周波電力回路用の最適なキャパシタは選べない。すなわち、周波数特性を勘案した具体的な誘電正接の値、具体的な静電容量、両者の関係、および誘電正接以外の特性要因を規定する必要がある。

また、特許文献２の段落番号００１８、請求項３には、コイルの両端に２個のキャパシタを接続する手法が記載されている。これらは、特開２００５−６３９６号公報の図１、特開２００５−６４５９号公報の図１、特開２００５−６４６０号公報の図１などにも記載されている。しかし、この回路構成は、キャパシタの耐電圧を上昇させる作用効果はあるが、この回路構成と電力伝送性能との相関について言及した先行文献は存在しない。

そのうえ、特許文献２の図２は、電流を流し出すとともに、電流を引き込むという、双方向に電流を流せる回路構成になっていない。そのため、この回路はコイルとキャパシタを直列接続した回路を駆動できないので、特許文献２の図２の回路は動作しない。

すなわち、従来の技術では、高周波電力回路に使用するキャパシタの構成や特性、高周波電力回路にキャパシタを使用する回路構成と作用効果が全く明確にされておらず、そのために、電力伝送性能のよい電力伝送装置が実現できていない。換言すれば、誘導加熱装置などの高周波電力回路に使用するキャパシタの選択方法と使用方法（接続方法）が確立できていない。これが、本分野における第２の課題となっている。

この発明は、実効直列抵抗を低減した、電力損失が少なく、加熱性能のよい加熱コイルを選択し、該コイルを装備した加熱効率のよい誘導加熱装置、加熱効率のよい誘導加熱装置に使用される加熱用容器を提供することを目的とする。

この発明は、導線を巻回して構成される加熱コイルを少なくとも含み、加熱コイルに近接している金属体を加熱する誘導加熱装置において、加熱コイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）、加熱コイルに、短絡した加熱コイルと同一の他のコイルが対向したときの、加熱コイルの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）、加熱コイルが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ１（Ｈｚ）、としたときに、ｆ１が、１００ｋＨｚ以上となるように、加熱コイルが選ばれており、加熱コイルをｆ１（Ｈｚ）未満の周波数で駆動する。

この発明においては、交流電源から見た加熱コイル単体の実効直列抵抗を低下させることにより、加熱コイルを流れる交流電流による加熱コイルの電力損失による発熱を防止し、加熱性能のよい加熱コイルを選択できる。

好ましくは、さらに、誘導加熱装置は、直流電力を交流電力に変換する電力変換手段である交流電源を含み、交流電源の出力周波数をｆａ（Ｈｚ）、としたときに、ｆａ（Ｈｚ）をｆ１（Ｈｚ）未満の周波数に設定する。

ｆa（Ｈｚ）をｆ１（Ｈｚ）の未満の周波数に設定することが、交流電源でコイルを駆動するための条件となる。

好ましくは、さらに、一方のコイルに対向する他方のコイルを開放したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｎ（Ω）、一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ２（Ｈｚ）、としたときに、加熱コイルを、ｆ２（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動する。

この例では、電力を伝送する周波数において、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、を満足することにより、さらに実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）の小さいコイルを選別でき、かつ誘導加熱に最適な周波数範囲を規定できる。また、電力を伝送する周波数において、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の条件を満足するコイルを使用することにより、コイル単体、コイルを対向させた変成器、のいずれもが理想的な理論上の特性に近づき、加熱性能を向上させることが可能となる。

好ましくは、さらに、一方のコイルに、常磁性または反磁性の磁気的性質を持つ、厚さが０．５ｍｍ以上の金属または合金で構成された金属板が対向したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）、一方のコイルが、Ｒｗ＞Ｒｊ、を満足する最高周波数をｆ３（Ｈｚ）、とすると、ｆ３が１００ｋＨｚ以上となるように、加熱コイルが選ばれており、加熱コイルを、ｆ３（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動する。

単に加熱コイルの実効直列抵抗を低下するだけでは、アルミ鍋や銅鍋などの金属容器を効率よく加熱する加熱コイルは実現できない。加熱コイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）、加熱コイルに例えばアルミ鍋が対向したときの、加熱コイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）、とすると、ＲｊとＲｗの差、Ｒｊ−Ｒｗ、がアルミ鍋の等価的な抵抗値となる。

Ｒｊ−Ｒｗ、の値がゼロとなると、交流電力は加熱コイルで消費されてしまい、アルミ鍋を加熱することができなくなる。よって、Ｒｊ−Ｒｗ、の値は大きい方が好ましい。

好ましくは、さらに、ＲｊとＲｗの比Ｈｊを、Ｈｊ＝Ｒｊ／Ｒｗ、とすると、少なくとも１５０ｋＨｚ以下の周波数領域に、Ｈｊの値が２以上となる周波数領域が存在する。

ＲｗとＲｊの比を、Ｒｊ／Ｒｗ、とし、Ｒｊ／Ｒｗ、の値が、少なくとも１．５以上でないと、加熱コイルはアルミ鍋を加熱することはできない。

好ましくは、さらに、加熱コイルの熱抵抗をθｉ（℃／Ｗ）、加熱コイルの許容動作温度をＴｗ（℃）、加熱コイルが設置される場所の周囲温度をＴａ（℃）、加熱コイルに流れる交流電流をＩａ（Ａ）、としたときに、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、なる関係を、加熱コイルが満足するように、加熱コイルの作動条件を設定する。

このように、実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）と交流電流Ｉａ（Ａ）による熱条件を規定することで、少なくとも一方のコイルの交流電流Ｉａの上限、あるいは一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｗを決めるターン数の上限と、実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）が小さい周波数領域を規定できる。

好ましくは、加熱コイルはスパイラル状に構成されている。

加熱コイルをスパイラル状に構成することにより、金属鍋などの容器を加熱することができる。

一方のコイルである加熱コイルは、ソレノイド状に構成され、他方のコイルが一方のコイルと誘導結合可能に構成されている。

加熱コイルをソレノイド状に構成することにより、円筒状の加熱容器を加熱できる。

好ましくは、加熱コイルを形成する導線には、導線内部に絶縁体層が設けられ、絶縁体層の断面積が導線全体の断面積の１１％以上であって、加熱コイルは、絶縁体層が設けられた導線を単層または多層渦巻き状に密接巻きして構成されており、絶縁体層が設けられた導線の最大径をｄ１、前記加熱コイルの外径をＤとしたとき、加熱コイルの外径Ｄが最大径ｄ１の少なくとも３０倍以上であり、かつ導線の巻き数が１２ターン以上である。

加熱コイルをこのように構成することにより、必要な加熱性能を確保できる。

好ましくは、導線は、それぞれに絶縁被覆が施された複数の単導線の集合体で構成され、かつ、単導線中の導体の最大径をｄ２としたときに、ｄ２が０．３ｍｍ以下であって、絶縁被覆の厚さｔが（ｄ２）／３０以上に選ばれている。

好ましくは、導線の最大外径をｄ１、とすると、隣接する導線間に設ける空隙を、０．２ｍｍ以上、ｄ１以下に設定する。

隣接する導線間に所定の空隙を設けることにより、渦電流損を低減できるので、コイルの性能を向上できる。

好ましくは、加熱コイルに被加熱用金属体が近接したときの、加熱コイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）、ＲｗとＲｍの比Ｈｋを、Ｈｋ＝（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、とすると、１５０ｋＨｚ以下の周波数領域において、Ｈｋの値が１以上であり、かつＨｋの値が極大となるように、前記ｆｄ（Ｈｚ）が設定されている。

加熱コイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）、加熱コイルに例えば鉄鍋が対向したときの、加熱コイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）、とすると、ＲｋとＲｗの差、Ｒｋ−Ｒｗ、が鉄鍋の等価的な抵抗値となる。よって、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の値が大きい周波数領域で加熱コイルを駆動することにより、加熱効率を上げることができる。ただし、Ｒｗによる電力損失が低い周波数領域で使用しないとならない。

好ましくは、加熱コイルに、力率改善用キャパシタを接続する。

加熱コイルにキャパシタを装備することにより、力率を改善できる。

好ましくは、加熱コイルの少なくとも一方の端子にキャパシタが直列接続され、加熱コイルとキャパシタが直列接続された２端子回路が、交流電源に接続されており、交流電源は、電流を流し出す半導体素子と、電流を引き込む半導体素子と、を含み、交流電源の出力は、２端子回路に電流を流し出す時間ｔ１と、加熱コイルから電流を引き込む時間ｔ２と、を交互に有する。

このような回路構成とすることにより、加熱コイルの誘導性リアクタンスを打ち消すことができ、さらに力率を改善できる。

この発明の他の局面は、上記記載の誘導加熱装置によって加熱される金属または合金から成る加熱用容器であって、加熱コイルに加熱用容器が対向したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）、ＲｗとＲｋの比Ｈｋを、Ｈｋ＝（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、とすると、被加熱用の金属容器は、１５０ｋＨｚ以下の周波数領域で、Ｈｋの値が極大となるように、金属または合金の材質、厚さと、加熱容器の形状とが選ばれている。

Ｈｋの値が大きくなるように、金属容器の材質（磁石が吸着しない非磁性ステンレスでもよい）、厚さ、形状を選ぶことによって、加熱効率のよい誘導加熱装置の加熱用容器が実現できる。

この発明は、同一の加熱コイル２個を用いて変成器を構成し、変成器の実効直列抵抗の周波数特性を計測することにより、性能のよい加熱コイルを選択できる。さらに、加熱コイルの周波数特性から、誘導加熱装置の作動条件を規定することにより、加熱性能のよい誘導加熱装置が実現できる。

（誘導加熱装置の回路構成）
図１は、本発明の一実施形態における誘導加熱装置１００の回路構成を示す図である。

直流電源６が加熱制御回路３に接続されている。また、直流電源６のプラス端子に加熱コイル１の一端が接続され、加熱コイル１の他端は、スイッチング素子Ｑ１のドレインに接続されている。さらにスイッチング素子Ｑ１のソースは直流電源６のマイナス端子に接続されている。スイッチング素子Ｑ１のゲートには、加熱制御回路３の出力が与えられ、加熱制御回路３の出力に基づき、スイッチング素子Ｑ１は、ＯＮ／ＯＦＦする。また、加熱コイル１には、並列にキャパシタ４が接続されており、加熱コイル１に流れる電流を正弦波に近くして加熱効率を上げている。加熱制御回路３とスイッチング素子Ｑ１は、直流電力を交流電力に変換するインバータ回路として作動する。このインバータ回路を交流電源５と表記し、インバータ回路のスイッチング周波数をｆａ（Ｈｚ）と表記する。このように構成された誘導加熱装置１００の加熱コイル１に近接した金属体２０は、加熱コイル１が生成する交番磁場により加熱される。加熱コイル１は交流電源５により、周波数ｆｄ（Ｈｚ）で駆動される。この場合、当然、ｆａ＝ｆｄ（Ｈｚ）である。ｆａ（Ｈｚ）、ｆｄ（Ｈｚ）はいずれも誘導加熱に使用される周波数である。ｆａ（Ｈｚ）とｆｄ（Ｈｚ）は、誘導加熱部のパラメータであり、作用効果も駆動部と被駆動部の違いだけである。

（誘導加熱装置の動作の説明）
図１において、加熱コイル１は空芯コイルである。加熱コイル１の特性を計測するには、同一の加熱コイル１を２個使用し、そのうち１個のコイルを一方のコイルとし、もう１個のコイルを他方のコイルとする。一方の加熱コイルを計測器に接続し、他方の加熱コイルを一方の加熱コイルと対向させる。このようにして、
（１）一方の加熱コイル単体（一方のコイルに他方のコイルが対向していないとき）の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）
（２）一方の加熱コイルに対向する他方の加熱コイルを短絡したときの、一方の加熱コイルの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）
（３）一方の加熱コイルに対向する他方の加熱コイルを開放したときの、一方の加熱コイルの実効直列抵抗をＲｎ（Ω）
（４）一方の加熱コイルに、０．５ｍｍ以上の厚さの金属板を対向させたときの、一方の加熱コイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）
（５）一方の加熱コイルに、０．５ｍｍ以上の厚さの、反磁性または常磁性の磁気的性質を持つ金属または合金から成る金属板を対向させたときの、一方の加熱コイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）
と定義する。一方の加熱コイルも他方の加熱コイルも同一であるので、一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）と他方のコイルの実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）は等しい。同様に、一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｓ（Ω）と他方のコイルの実効直列抵抗Ｒｓ（Ω）は等しい。また、一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｎ（Ω）と他方のコイルの実効直列抵抗Ｒｎ（Ω）も等しい。さらに、一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｋ（Ω）と他方のコイルの実効直列抵抗Ｒｋ（Ω）も等しい。そして、一方のコイルの実効直列抵抗Ｒｊ（Ω）と他方のコイルの実効直列抵抗Ｒｊ（Ω）も等しい。

双方のコイルともに同一ではあるが、上記のように、特性を計測するコイルを一方のコイル、一方のコイルに対向させるコイルを他方のコイルとして区別しておく。以降、特に明記していない場合、一方のコイルと他方のコイルは同一のコイルとする。また、特に明記していない場合、一方のコイル、他方のコイルは、ともに、加熱コイルを指すものとする。単に、加熱コイルと表記されている場合、加熱コイルは一方のコイルであり、誘導加熱装置１００に含まれるコイルを指す。すなわち、他方のコイル２は、加熱コイル１の性能を計測し、コイルを選択するために用いられるものである。また、０．５ｍｍの厚さの金属板を選んでいるのは、通常の鍋を形成するには、最低でも０．３ｍｍ程度の厚さの金属板が必要であり、余裕を見て０．５ｍｍ以上の厚さとしている。

次に、誘導加熱装置１００に使用される加熱コイルについて説明する。一方のコイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）とする。一方のコイルに対向する他方のコイルを短絡したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）とする。後述するが、周波数が低い場合、実効直列抵抗ＲｗとＲｓの関係は、Ｒｓ＞Ｒｗ、となっている。周波数が高くなると、実効直列抵抗ＲｗとＲｓの関係は、Ｒｓ＜Ｒｗ、となっている。Ｒｓ＜Ｒｗ、となる周波数は、コイルにより異なる。すなわち、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する周波数には、上限値が存在し、コイルによって上限値は異なる。この上限値が、誘導加熱性能のよいコイルを選ぶ基準となり、誘導加熱装置を構成するコイルを使用可能な周波数範囲を規定でき、誘導加熱性能のよい誘導加熱装置を実現できるものである。

そこで、この発明の一実施形態にかかる誘導加熱装置１００において、加熱コイル１が、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ１（Ｈｚ）、とする。加熱コイル１には、ｆ１（Ｈｚ）が少なくとも１００ｋＨｚ以上であるものが選ばれる。さらに、前述したインバータ回路のスイッチング周波数ｆａ（Ｈｚ）は、ｆ１（Ｈｚ）以下に設定される。よって、一方のコイルである加熱コイル１は、加熱制御回路３とスイッチング素子Ｑ１によりｆ１（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動される。すなわち、加熱コイル１は、ｆｄ＜ｆ１、の条件を満足する。当然のことながら、加熱コイル１は、ｆｄ（Ｈｚ）において、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する。前述したように、加熱コイル１の「駆動周波数ｆｄ（Ｈｚ）はｆ１（Ｈｚ）未満に設定される」という表記は、加熱コイル１の駆動周波数ｆｄ（Ｈｚ）が、「ｆｄ＜ｆ１、の条件を満足する」のと同義である。「ｆｄ＜ｆ１、の条件を満足する」という表記は、加熱コイル１が、「ｆｄ（Ｈｚ）にて、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足している」という表記と同義である。以降、上記のいずれかの表記により、誘導加熱装置が満足すべき条件を規定する。

さらに、一方のコイルに対向する他方のコイルを開放したときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｎ（Ω）とする。そして、一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ２（Ｈｚ）とする。後述するが、ｆ２（Ｈｚ）はｆ１（Ｈｚ）よりも低くなる。一方のコイルである加熱コイル１には、ｆ２（Ｈｚ）が少なくとも４０ｋＨｚ以上であるものが選ばれる。誘導加熱装置１００は、加熱制御回路３に含まれる交流電源５の出力周波数ｆａ（Ｈｚ）をｆ２（Ｈｚ）未満の周波数に設定する。ｆａ（Ｈｚ）をｆ２（Ｈｚ）未満の周波数に設定すると、加熱コイル１である一方のコイルが、周波数ｆｄ＝ｆａ（Ｈｚ）で駆動される。すなわち、加熱コイル１は、ｆｄ＜ｆ２、の条件を満足する。当然のことながら、加熱コイル１は、ｆｄ（Ｈｚ）にて、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する。以下、前述したｆ１とｆｄの関係と同様にして、いずれかの表記にて、ｆ２とｆｄの関係を規定する。

さらに、一方のコイルに、０．５ｍｍ以上の厚さの反磁性または常磁性の磁気的性質を持つ金属または合金から成る金属板を対向させたときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）とする。そして、一方のコイルが、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ３（Ｈｚ）とする。後述するが、ｆ３（Ｈｚ）と、ｆ１（Ｈｚ）、ｆ２（Ｈｚ）の関係は、一方のコイルによって異なっている。一方のコイルである加熱コイル１には、ｆ３（Ｈｚ）が少なくとも１００ｋＨｚ以上であるものが選択される。誘導加熱装置１００は、加熱制御回路３に含まれる交流電源５の出力周波数ｆａ（Ｈｚ）を、ｆ３（Ｈｚ）未満の周波数に設定する。ｆａ（Ｈｚ）を上記のように設定すると、加熱コイル１である一方のコイルが、周波数ｆｄ＝ｆａ（Ｈｚ）で駆動される。すなわち、加熱コイル１は、ｆｄ＜ｆ３、の条件を満足する。当然のことながら、加熱コイル１は、ｆｄ（Ｈｚ）にて、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する。以下、前述したｆ１とｆｄの関係と同様にして、いずれかの表記にて、ｆ３とｆｄの関係を規定する。

（コイルの具体例の説明）
以下、本発明の実施形態における誘導加熱装置に使用されるコイルの具体的な構成について説明する。以下に説明する各実施形態のコイルは、誘導加熱装置１００の加熱コイル１として使われる。

図２は、空芯コイルの一例を示す図であり、図２（Ａ）は平面図を示し、図２（Ｂ）は図２（Ａ）の線１Ｂ−１Ｂから見た断面を拡大して示す。

この発明の一実施形態のコイル１ａは、図２（Ａ）に示すように、導線１１を平板で空芯の単層渦巻き状に、隣接する導線１１同士が密接するように巻回して構成される。導線１１、導体部１２の構成については後述する。導線１１は、断面が略円形であり、最大径ｄ１（ｍｍ）、図２（Ａ）に示すコイル外形をＤ（ｍｍ）とすると、Ｄはｄ１の３０倍以上である。さらに、導線１１は、１２ターン以上巻回されている。

さらに、図２（Ａ）に示したコイル１ａ単体での実効直列抵抗をＲｗ（Ω）とする。一方のコイル１ａに対向する他方のコイルを短絡したときの、コイル１ａの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）、とする。このときに、一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ１（Ｈｚ）とする。一方のコイルであるコイル１ａには、ｆ１が１００ｋＨｚ以上となるものが選択されている。すなわち、コイル１ａを、一方のコイルと他方のコイルの双方に使用した場合、１００ｋＨｚにて、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足している。コイル１ａは、交流電源５により、ｆ１（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）にて駆動される。交流電源５の出力周波数であるｆａ（Ｈｚ）は、ｆ１（Ｈｚ）未満の周波数に設定される。

コイル外径Ｄ（ｍｍ）を導線１１の最大径ｄ１（ｍｍ）の３０倍以上に選んだのは、必要な加熱性能を確保するためである。導線１１のターン数を１２以上になるように選んだのも、必要な加熱性能を確保するためである。なお、この実施形態のみならず、他の実施形態においても共通するが、コイルには、導線が巻かれない所定の内径を設けるのが望ましい。内径は、外径Ｄの規定を満足していれば、任意の寸法でよい。

さらに、対向する他方のコイルを開放したときの、コイル１ａの実効直列抵抗を、Ｒｎ（Ω）、とする。このときに、一方のコイルであるコイル１ａが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ２（Ｈｚ）とする。加熱コイル１であるコイル１ａには、ｆ２（Ｈｚ）が２０ｋＨｚ以上となるものが選択される。すなわち、コイル１ａを一方のコイルと他方のコイルの双方に使用した場合、２０ｋＨｚにて、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足している。加熱コイル１であるコイル１ａは、交流電源５により、ｆ２（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）にて駆動される。交流電源５の出力周波数であるｆａ（Ｈｚ）は、ｆ２（Ｈｚ）未満の周波数に設定される。

さらに、一方のコイルに、０．５ｍｍ以上の厚さの反磁性または常磁性の磁気的性質を持つ金属または合金（一部の強磁性金属を含む合金を除く）から成る金属板を対向させたときの、一方のコイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）とする。そして、一方のコイルであるコイル１ａが、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ３（Ｈｚ）とする。コイル１ａには、ｆ３（Ｈｚ）が少なくとも１００ｋＨｚ以上であるものが選択される。加熱コイル１であるコイル１ａは、交流電源５によりｆ３（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）にて駆動される。交流電源５の出力周波数であるｆａ（Ｈｚ）は、ｆ３（Ｈｚ）未満の周波数に設定される。

さらに、コイル１ａの熱抵抗をθｉ（℃／Ｗ）、コイル１ａの許容動作温度をＴｗ（℃）、コイル１ａが設置される場所の周囲温度をＴａ（℃）、コイル１ａに流れる交流電流をＩａ（Ａ）、としたときに、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、なる関係を、コイル１ａが、誘導加熱を行なっているときに満足する。

このように構成されたコイル１ａは、図１に示した、誘導加熱装置１００の加熱コイル１として用いることができる。

なお、図２（Ａ）の実施形態においては、導線を円形に巻回している。しかし、円形に限らず、図３（Ａ）に示す長円形、図３（Ｂ）に示す楕円形、図３（Ｃ）に示す正方形、図３（Ｄ）に示す長方形、図３（Ｅ）に示す六角形などの多角形のように、任意の形状で巻回することができる。これは、後述する他の実施形態でも同様である。ただし、コイルの形状が円形以外の場合、コイル外径Ｄは、図３（Ａ）〜図３（Ｅ）に示すように、コイルの最小外寸Ｄ´を規定する。

次に、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２（Ｈｚ）、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ３（Ｈｚ）、加熱コイル作動時の熱条件、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、について説明する。なお、この説明は、後述する他のコイルの実施形態においても同じ作用効果をもつので、以降に記載の実施形態においては、説明を省略する。

（コイルで構成した変成器の説明）
図４は、負荷が接続された変成器の等価回路を表す図であり、図５は、コイル単体の等価回路を示し、図６は１次コイルと２次コイルの実効直列抵抗を明示した変成器単体の等価回路を表す図である。図７は、図６に示す等価回路において、２次側コイルが短絡されたときの変成器の等価回路を表す図であり、図８は、図６に示す等価回路において、２次側コイルに負荷抵抗ＲＬが接続されたときの変成器の等価回路を表す図である。図５〜図８には、１次側コイルと２次側コイルの実効直列抵抗が等価回路中に明示してある。

加熱コイル１と、加熱コイル２とが対向して配置されると、変成器として作用する。ここでは、回路理論を参照するため、加熱コイル１を１次側コイル、加熱コイル２を２次側コイルと表記する。前述したように、加熱コイル１と加熱コイル２は同一である。Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓ、の理論上の関係を求めるため、変成器の１次側のインピーダンスＺ１を求めておく。図４において、Ｌ１（Ｈ）は１次側コイルのインダクタンス、Ｌ２（Ｈ）は２次側コイルのインダクタンス、Ｍ（Ｈ）は１次側コイルと２次側コイル間の相互インダクタンス、Ｖ１（Ｖ）は１次側コイルの両端電圧、Ｖ２（Ｖ）は２次側コイル（負荷抵抗ＲＬ）の両端電圧、Ｉ１（Ａ）は１次側コイルに流れる電流、Ｉ２（Ａ）は２次側コイルに流れる電流、ＲＬは負荷抵抗（純抵抗）、Ｚ１（Ω）は１次側の入力インピーダンス（複素インピーダンス）を表す。図４において、下記の回路方程式が成立し、下記の連立方程式を解くことにより、Ｚ１の純抵抗成分（実効直列抵抗）と、リアクタンス成分（インダクタンス）を求めることができる。下記に、図４の回路方程式を記す。なお、ｊ^２＝−１、であり、ωは角周波数で、ω＝２πｆ（ｆは周波数、（Ｈｚ））である。

Ｖ１＝ｊωＬ１・Ｉ１＋ｊωＭ・Ｉ２…（１）
Ｖ２＝ｊωＭ・Ｉ１＋ｊωＬ２・Ｉ２…（２）
Ｖ２＝−ＲＬ・Ｉ２…（３）
求めたいのは、Ｚ１＝Ｖ１／Ｉ１、であるので、上記の３つの連立方程式から、Ｖ２、Ｉ２を消去すればよい。上記の連立方程式の（３）式を（２）式に代入し、Ｖ２を消去すると、
０＝ｊωＭ・Ｉ１＋（ｊωＬ２＋ＲＬ）Ｉ２
となり、上式をＩ２について解き、上記連立方程式の（１）式に代入し、Ｉ２を消去すると、
Ｖ１＝（ｊωＬ１＋ω^２Ｍ^２／（ｊωＬ２＋ＲＬ））Ｉ１
となり、Ｚ１＝Ｖ１／Ｉ１、であるので、上式より、Ｚ１は、
Ｚ１＝ｊωＬ１＋ω^２Ｍ^２／（ｊωＬ２＋ＲＬ）
となる。実際の変成器は、１次側コイルに実効直列抵抗Ｒ１、２次側コイルに実効直列抵抗Ｒ２を持つので、図６の回路を考え、ＲＬ＝Ｒ２とすると、
Ｚ１＝Ｒ１＋ｊωＬ１＋ω^２Ｍ^２／（ｊωＬ２＋Ｒ２）
となる。上式の、ω^２Ｍ^２／（ｊωＬ２＋Ｒ２）に、
（−ｊωＬ２＋Ｒ２）／（−ｊωＬ２＋Ｒ２）＝１、を掛けると、
Ｚ１＝Ｒ１＋ｊωＬ１＋ω^２Ｍ^２（−ｊωＬ２＋Ｒ２）／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２）
となり、実数項と虚数項を整理すると、
Ｚ１＝Ｒ１＋Ｒ２・ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２）
＋ｊω（Ｌ１−Ｌ２・ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２））
となって、Ａ^２＝ω^２Ｍ２^２／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２）とすると、Ｚ１は、
Ｚ１＝（Ｒ１＋Ａ^２Ｒ２）＋ｊω（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）…（４）
となる。ω^２＞０、Ｍ^２≧０、Ｌ２^２＞０、Ｒ２^２＞０、なので、明らかに、Ａ^２≧０である。すなわち、図６において、１次側コイルの入力インピーダンスＺ１は、
Ｚ１＝Ｒ１＋ｊωＬ１…（５）
であり、（５）式と（４）式を比較すれば明らかなように、図７のように、変成器の２次側コイルが短絡されたときには、１次側コイルの実効直列抵抗Ｒ１が増加し、インダクタンスＬ１が減少するのが分かる。これらは既知の回路理論である。

上記（４）式と（５）式は、Ｒｓ＞Ｒｗ、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を説明するのに引用する基本式である。

次に、図２（Ａ）に示したコイル１ａに関して、具体的な例について説明する。一部重複するが、記号の定義を明確にしておく。Ｒｗは、コイル１ａ単体の実効直列抵抗（図５のＲ１）、Ｒｎは、コイル１ａに他のコイルが対向し、対向したコイルが開放されているときのコイル１ａの実効直列抵抗（図６のＲ１）、Ｒｓは、コイル１ａに他のコイルが対向し、対向したコイルが短絡されているときのコイル１ａの実効直列抵抗（図７のＲ１）、ｋｒは、ＲｗとＲｓより近似的に求めた両コイル間の結合係数である。また、コイル１ａ単体のインダクタンスをＬｗ（Ｈ）、コイル１ａに他方のコイルが対向し、対向したコイルが短絡されているときのコイル１ａのインダクタンスをＬｓ（Ｈ）とする。さらに、コイル１ａに他方のコイルが対向し、対向したコイルが開放されているときのコイル１ａのインダクタンスをＬｎ（Ｈ）とする。

Ｌ１がコイル自体を示すときには、Ｌ１は記号とし、インダクタンスの数値を示すときは、Ｌ１（Ｈ）として単位を付記する。これは、Ｒ１、Ｒｗ等の抵抗についても同様とする。ただし、Ｒｓ＞Ｒｗ、など等号や不等号で記載されている場合、Ｒｗ等を数式中に記載したときや計算に用いている旨の記載があるときの前後にＲｗ等が記載してある場合、「Ｒｗは、２Ω」等の具体的な数値と単位がＲｗ等の直後に記載されている場合、特性図の説明等で数値であることが明らかな場合等は、単位の付記を省略している。

なお、以下の説明では、コイルを対向させた変成器の１次側と２次側を区別しているが、変成器は１次側と２次側を反転させることができるので、図６のＲ１、Ｌ１は、２次側のＲ２、Ｌ２として考えても同様の結果が得られる。すなわち、同一の加熱コイルを２個使用する場合、いずれのコイルを一方のコイルとしてもよい。

（加熱コイル１に金属板が対向したときの説明）
図９は、加熱コイル１単体に、金属板２０が対向したときの、加熱コイル１の実効直列抵抗Ｒｋ（Ω）を示す等価回路図である。Ｒｋ（Ω）は、コイルの構成、金属板２０の種類や厚さ、あるいは周波数により変化する。Ｒｋ（Ω）の詳細については、各コイルの構成を参照して後述する。なお、金属板２０は任意の磁気的性質を持つものでよい。

（加熱コイル１に０．５ｍｍの厚さのアルミ板が対向したときの説明）
図１０は、加熱コイル１単体に、０．５ｍｍの厚さのアルミ板２１が対向したときの、加熱コイル１の実効直列抵抗Ｒｊ（Ω）を示す等価回路図である。Ｒｊ（Ω）は、コイルの構成、周波数により変化する。Ｒｊ（Ω）の詳細については、各コイルの構成を参照して後述する。以下、コイル１ａの具体的な構成例と特性の関係について説明してゆく。なお、０．５ｍｍの厚さがあれば、アルミ板に限らず、銅板なども使用できる。すなわち、金属板２１は強磁性以外の磁気的性質を持つものとする。

（コイル１ａの具体的な構成例１Ａの説明）
図１１は、銅線径１ｍｍのホルマル線を、外径７０ｍｍで２５ターン（Ｔ）密接巻きしたコイル１ＡのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数との関係を表す図である。

本願発明者は、図２（Ａ）に示したコイル１ａとして、平板で空芯の単層渦巻き状に、ホルマル線を使い、隣接する導線同士が密接するように巻回してコイル１Ａを形成した。

このコイル１Ａは、後述するように、巻回方法、導線の構成を変化させた他の構成のコイルと、実効直列抵抗の周波数特性や誘導加熱性能と比較する基準として作成したものである。また、誘導加熱に使用される周波数領域での実効直列抵抗の増加要因が、表皮効果であるのか、渦電流損であるのか、その他の要因であるのかを推定する目的もある。

まず、本願発明者は、コイル１Ａ単体の実効直列抵抗を計測してみた。コイル１Ａの直流抵抗Ｒｄは、０．０５Ωと非常に小さいが、誘導加熱に使用される周波数の一例である、約５０ｋＨｚになると、コイル１Ａ単体の実効直列抵抗Ｒｗは、約０．３Ωと、直流抵抗Ｒｄのほぼ６倍になっていた。さらに、コイル１Ａが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１は、約７０ｋＨｚ、コイル１Ａが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２は、約２５ｋＨｚ、となっていた。コイル１Ａを電力伝送用に使用した場合、電力伝送性能も悪い。そこで、本願発明者は、コイル１Ａを基準として、改良したコイルを製作してみた。

コイルの構成を平面渦巻き状のコイルに限っても、線径、外径、巻回数、巻回法、線種などのパラメータが多く、組合せが多くなる。そこで、外径（７０ｍｍ）、線径（１ｍｍ）、線種（単導線）を同一とし、巻回法（疎巻）と巻回数のみを変えたコイル１Ｂと、外径（７０ｍｍ）、巻回法（密巻）を同一とし、線径（１ｍｍ）、巻回数（３０ターン）を略同一として線種（リッツ線）のみを変えたコイル１Ｃを作成し、コイル１Ａとの特性比較を行なってみた。コイル１Ｃは、コイル１Ａに比べ、若干線径が細いので、３０ターン巻回して外形（７０ｍｍ）をコイル１Ａと同一になるよう作成してある。

さらに、本願発明者は、市販の電磁調理器に使用されている加熱コイルを使い、Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓ、Ｒｋ、Ｒｊと周波数との関係を計測してみた。

（コイル１ａの具体的な構成例１Ｂの説明）
図１２は、コイル１Ｂを説明するための特性図である。

コイル１Ｂは、銅線径１ｍｍのホルマル線を、外径７０ｍｍに、約１ｍｍの空隙を設けて１４ターン疎巻きしたものである。コイル１ＢのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数との関係が図１２に示されている。

（コイル１ａの具体的な構成例１Ｃの説明）
図１３は、コイル１Ｃを説明するための特性図である。

コイル１Ｃは、銅線径０．０５ｍｍのホルマル線を７５本束ねた電線（リッツ線）を、外径７０ｍｍに３０ターン密接巻きしたものである。コイル１Ｃの、Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓ、と周波数との関係が図１３に示されている。

（コイル１ａの具体的な構成例１Ｄの説明）
図１４は、コイル１Ｄを説明するための特性図である。

コイル１Ｄは、銅線径０．４５ｍｍのホルマル線を４０本束ね、導線外径を約４ｍｍに作成した電線（リッツ線）を、外径１７０ｍｍに２４ターン密接巻きしたものである。コイル１ＤのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数との関係が図１４に示されている。コイル１Ｄは、市販されている電磁調理器（三和電機株式会社社製、Ｈ６７３５）に使用されている加熱コイルである。

（コイル１ａの具体的な構成例１Ｅの説明）
図１５は、コイル１Ｅを説明するための特性図である。

コイル１Ｅは、銅線径０．３５ｍｍのホルマル線を５０本束ね、導線外径を約４ｍｍに作成した電線（リッツ線）を、外径１４０ｍｍに２２ターン密接巻きしたものである。コイル１ＥのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数との関係が図１５に示されている。コイル１Ｅは、市販されている電磁調理器（ＴＵＡＮ ＫＵＥＮ社製、ＳＴＩ−ＩＨ１９）に使用されている加熱コイルである。

（各コイルについての検討）
なお、図１１〜図１５に示す特性図は、コイル１Ａ〜コイル１Ｅに関して、いずれも、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ２（Ｈｚ）が共通的に示されている。ただし、ｆ１（Ｈｚ）、ｆ２（Ｈｚ）は、コイル１Ａからコイル１Ｅでは異なっている。

また、図１１〜図１５に示す特性図は、全て対向するコイル間の距離をゼロで測定したものである。コイル間の対向距離が離れても、Ｒｓ（Ω）、Ｒｎ（Ω）は、対向距離がゼロのときよりもわずかに低下するが、対向する距離がコイル外径Ｄの１／１０程度までは殆ど変化しない。

本発明の実施形態においては、前述の、Ｒｗ、Ｒｓ、Ｒｎ、Ｒｊを、対向距離ゼロか、または実際に使用するコイルまたは金属板の対向距離において計測し、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２（Ｈｚ）、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ３（Ｈｚ）を求めればよい。

（Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係についての説明）
まず、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足している場合と、満足していない場合の違いについて説明する。上記に説明したように、コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）は、周波数が上昇すると共に増加することが知られており、その原因として、表皮効果や渦電流損、あるいは特許文献１に記載の近接効果などが知られている。

さらに、上述の回路理論によると、図７に示すように、２次側コイルを短絡すると、１次側の純抵抗値は、（Ｒ１＋Ａ^２Ｒ２）Ω、に増加することが知られている。Ｒ２を２次側コイルの実効直列抵抗値とし、Ｍを１次側コイルと２次側コイル間の相互インダクタンスの値、ωを角周波数（ω＝２πｆ、ｆは周波数（Ｈｚ））、Ｌ２（Ｈ）を２次側コイルの自己インダクタンスの値とすると、Ａ^２＝ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２）であり、ω^２＞０、Ｍ^２≧０、Ｌ２^２＞０、Ｒ２^２＞０、であるので、明らかに、Ａ^２≧０、である。そして、１次側のインダクタンスについては、Ｌ１（Ｈ）を１次側コイルの自己インダクタンスの値とすると、図７に示すように、２次側コイルを短絡すると、１次側のインダクタンスは、（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）Ｈ、に減少することが知られている。

ところが、図１１〜図１５を参照すると、周波数が高い領域においては、Ｒｓ（Ω）がＲｗ（Ω）より小さくなっている。Ｒｓ＜Ｒｗ、となる周波数（ほぼｆ１以上）は、比較例としてのコイル１Ａでは、約６７ｋＨｚ以上になるのに対して、コイル１Ａと同一の導線を用い、疎巻した巻回数のみが異なるコイル１Ｂでは、ｆ１は約７．７ＭＨｚ以上になる。導線の線材のみを変えたコイル１Ｃでは、ｆ１は約３．２ＭＨｚ以上になる。また、市販されている電磁調理器に使用されているコイル１Ｄでは、ｆ１は約４３ｋＨｚとなっており、ｆ１＞１００ｋＨｚ、の条件を満足していない。市販されている他の電磁調理器に使用されているコイル１Ｅでは、ｆ１は約１２５ｋＨｚとなっている。

すなわち、回路理論に従うなら、Ｒｓ＞Ｒｎ＝Ｒｗ、の関係を満足しないといけないが、コイル１Ａ〜コイル１Ｅを使用し、図６、図７のように構成された変成器では、周波数が高い領域では、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足していない。例えば、コイル１Ａでは、周波数６８ｋＨｚ以上の点で、Ｒｓ＜Ｒｗ、となっているのが、図１１より分かる。

ＲｗとＲｓの関係が、Ｒｓ＜Ｒｗ、となるような周波数領域では、正でないとならないＡ^２が、負になってしまう。図１１〜図１５で、Ｒｓ＜Ｒｗ、となるような周波数領域では、図８に示す、実効直列抵抗Ｒ１およびＲ２の実際の値を求めることはできない。その一例を以下に示す。なお、ここでは実効直列抵抗から近似的に結合係数を求めるので、結合係数をｋｒと表記する。

既知の回路理論によれば、結合係数をｋｒとすると、相互インダクタンスをＭ（Ｈ）、１次側コイルの自己インダクタンスをＬ１（Ｈ）、２次側コイルの自己インダクタンスをＬ２（Ｈ）、としたときに、Ｍ^２＝ｋｒ^２・Ｌ１・Ｌ２の関係が成り立つ。１次側コイルと２次側コイルに同一のコイルを使うなら、Ｒ１＝Ｒ２＝Ｒｗ、Ｌ１＝Ｌ２＝Ｌｗ、となるので、ω^２Ｌ２^２＞＞Ｒ２^２、を満足するときには、
Ａ^２＝ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２＋Ｒ２^２）≒ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２）
＝ｋｒ^２・Ｌ１・Ｌ２／Ｌ２^２＝ｋｒ^２・Ｌ１／Ｌ２＝ｋｒ^２、となる。そこで、
（Ｒ１＋Ａ^２Ｒ２）から、（Ｒｗ＋ｋｒ^２Ｒｗ）＝Ｒｓ、となり、
ｋｒ^２≒（Ｒｓ−Ｒｗ）／Ｒｗ、として近似的にｋｒ^２を求められ、
ｋｒ＝√（（Ｒｓ−Ｒｗ）／Ｒｗ）となる。

両コイルが同一の場合、Ｒ１＝Ｒ２＝Ｒｗ、Ｌ１＝Ｌ２＝Ｌｗ、である。したがって、ω^２Ｌ２^２＞＞Ｒ２^２を満足しているかは、ω^２Ｌｗ^２／Ｒｗ^２、の値を計算し、この値が５０以上の時に求めた結合係数ｋｒの値は、誤差２％程度以下と判断している。図１１〜図１５においては、１０ｋＨｚ〜３０ｋＨｚ以上になると、ω^２Ｌｗ^２／Ｒｗ^２＞５０、となっている。Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する周波数領域では、このようにして、Ｒｗ、Ｒｓより結合係数ｋｒを近似的に求めることができる。

しかし、Ｒｓ＜Ｒｗ、となるような周波数領域では、正でないとならないＡ^２が、負になってしまい、正であるべき結合係数ｋｒの二乗であるｋｒ^２も負になるので、結合係数を実効直列抵抗Ｒｗ，Ｒｓより求めることはできず、（４）式から明らかなように、図８において、Ｒ１、Ｒ２の実際の値を求めることはできなくなる。Ｒｓ＝Ｒｗの場合なら、結合係数ｋｒはゼロとなってしまうし、Ｒｓ＜Ｒｗ、となると、数学的には結合係数ｋｒは虚数になる。実際に２個のコイルが対向しており、相互インダクタンスＭが、Ｍ≠０であるのに、両コイル間の結合係数がゼロになることや、あるいは虚数になることは、理論上あり得ない。したがって、コイル１０ａは、誘導加熱に使用される周波数を勘案して、１００ｋＨｚにて、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足するコイルを選ぶ。また、コイル１０ａは、理論上の関係である、Ｒｓ＞Ｒｗ、を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）以下の周波数で使用する必要がある。このように、同一の２個のコイルを用いて変成器を構成することによって、コイル単体の特性では判断できない性能のよいコイルを選べる、また、コイル単体では規定できないコイルを使用可能な周波数を規定できる。

（Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足している場合の説明）
次に、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足している場合と、満足していない場合の違いについて説明する。前述したように、コイル単体では、この実効直列抵抗Ｒｗを、計測によって正確に求められるが、図６のように構成された変成器においては、図１１〜図１５に示すように、周波数が高い領域では単に２次側コイルが対向しただけで、Ｒ１が、ＲｗからＲｎに上昇する。Ｒ１は１次側コイルの実効直列抵抗であるが、図５のＲ１（Ｒｗと同じ）の周波数特性と、図６のＲ１（Ｒｎと同じ）の周波数特性とは異なっているのが、図１１〜図１５にプロットされたＲｗとＲｎの周波数特性図にて分かる。

Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する周波数領域でコイルを使用することにより、図５のコイル単体および図６に示すように構成された変成器、のいずれもが理論上の理想的な特性に近づくので、誘導加熱性能を、従来よりも向上させることが可能となる。

しかしながら、周波数領域によっては、Ｒｎ＝Ｒｗ、は満足せず、Ｒｎ＞Ｒｗ、となり、Ｒｎの影響を受けるので、図８において、Ｒ１とＲ２の値を正確に求めることはできない。また、Ｒ１、Ｒ２は、図１に示す負荷ＲＬの値によって変動する。すなわち、Ｒ１、Ｒ２に流れる電流により、Ｒ１、Ｒ２は変動し、当然、周波数によっても変動するので、図８において、作動時の、Ｒ１、Ｒ２の実際の正確な値は求められない。

後述するが、Ｒｎ＝Ｒｗ、となっていないのは、加熱コイル１に金属体２０が近接したときに、加熱コイル１単体の実効直列抵抗、Ｒｗ、が求められないのと同じである。

（密結合変成器の１次側のインピーダンスＺ１について）
変成器は、コアを装備し、１次側コイルと２次側コイルを分離不能に構成することにより、結合係数をほぼ１にできる。前述した（４）式から、１次側コイルと２次側コイルに同一のコイルを使用した場合、Ｌ１＝Ｌ２＝Ｌｗ、Ｒ１＝Ｒ２＝Ｒｗ、である。図８において、ω^２Ｌ２^２＞＞（Ｒ２＋ＲＬ）^２、を満足しており、かつ、ＲＬ＞＞Ｒ２＝Ｒ１、を満足しているとする。再度（４）式を参照すると、
Ｚ１＝（Ｒ１＋Ａ^２Ｒ２）＋ｊω（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）
となっている。上式のＲ２は、Ｒ２＋ＲＬ、であるので、それを上式に代入し、
ＲＬ＞＞Ｒ２＝Ｒ１、の条件が成り立つとすると、上式は、
Ｚ１＝（Ａ^２ＲＬ）＋ｊω（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）、と近似できる。

前述したが、１次側コイルと２次側コイルに同一のコイルを使用した場合、上記の仮定より、Ｌ１＝Ｌ２＝Ｌｗ、Ｒ１＝Ｒ２、ｋ＝１、であるので、
Ａ^２＝ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌｗ^２＋（Ｒ２＋ＲＬ）^２）＝ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌｗ^２）
＝ｋｒ^２・Ｌｗ^２／Ｌｗ^２＝ｋｒ^２＝１
となり、上記、Ｚ１＝（Ａ^２ＲＬ）＋ｊω（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）は、
Ｚ１＝（１・ＲＬ）＋ｊω（Ｌｗ−１・Ｌｗ）＝ＲＬ、となる。

これは、商用電源などの正弦波交流を使用した変圧器において成立する条件である。負荷ＲＬが、モーターなどのリアクタンス性負荷でないとすると、１次側コイルのインピーダンスは純抵抗成分ＲＬ（Ω）のみとなり、リアクタンス成分Ｘはゼロとなる。すなわち、図８において、ω^２Ｌ２^２＞＞（Ｒ２＋ＲＬ）^２、ＲＬ＞＞Ｒ２＝Ｒ１、ｋ＝１、の条件が成立し、Ｌ１＝Ｌ２＝Ｌｗ、の場合は、図８に示す変成器が存在しても、存在しなくても、１次側コイルのインピーダンスＺ１は、いずれもＲＬ（Ω）のみの純抵抗成分となる。

商用電源は、５０〜６０Ｈｚと周波数は低いが、透磁率の高いコアを装備してもヒシテリシス損が少ない。したがって、図８に示す変成器を構成するコイルのインダクタンスを大きくでき、ω^２Ｌ２^２＞＞（Ｒ２＋ＲＬ）^２、の条件を満足できる。さらに、商用電源の変圧器は、上記のような透磁率の高いコアを装備することにより、両コイル間の結合係数をほぼ１にできる。よって、図８において、Ｚ１＝（Ｌ１／Ｌ２）ＲＬ（Ω）が成り立つ。ただし、コアを装備した１次側コイルと２次側コイルが分離不能な変成器において、Ｒｎ（変成器は１次側コイルと２次側コイルが分離不能なため、Ｒｗ、は計測できない）、Ｒｓを計測すると、少なくとも１ｋＨｚ以上では、Ｒｎ＞Ｒｓ、となっており、やはり回路理論に反する結果が得られている。

コアを装備した変成器は、回路理論に反する特性を示しているのに、電力伝送効率が、９９％以上になっている。一方、回路理論に従う電力伝送装置の電力伝送効率が３０％程度であるのは、まず、両コイル間の結合係数が１よりも小さいことが挙げられる。また、両コイルのインダクタンスが低いため、ω^２Ｌ２^２＞＞（Ｒ２＋ＲＬ）^２、を満足しない。よって、Ａ^２＝ω^２Ｍ^２／（ω^２Ｌ２^２＋（Ｒ２＋ＲＬ）^２）を、ｋｒ^２・Ｌ１／Ｌ２、に近似できない。仮に、ω^２Ｌ２^２＞＞（Ｒ２＋ＲＬ）^２、を満足していたとしても、ｋｒ^２＜１、である。したがって、（４）式より、（Ｌ１−Ａ^２Ｌ２）＞０、となる。そのため、図８において、Ｚ１にはリアクタンス成分が存在し、力率が低下する。

誘導加熱装置においては、図８に示す他方のコイルである２次側コイルが存在しない。図９に示すように、加熱コイル１である１次側コイルに対向するのは金属板（金属鍋）２０になる。この場合においても、Ｒｎ（Ω）と同様にして、１次側コイルに金属鍋が対向したときの１次側コイルの実効直列抵抗、Ｒｋ（Ω）は、図５に示す１次側コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）とは異なっている。誘導加熱装置においても、加熱コイルのリアクタンスがゼロとなり、金属鍋が加熱コイルに対向したときの、加熱コイルの抵抗成分をＲｋ（Ω）とすると、Ｒｋ＞＞Ｒｗ、が成り立つのなら、加熱効率は、ほぼ１００％になる。リアクタンス成分は、キャパシタにより打ち消してやることができる。しかし、実際には、周波数にもよるが、鉄鍋以外においては、Ｒｋ＞＞Ｒｗ、が成り立たず、Ｒｋの値は、Ｒｗの２倍程度にしかならない。金属鍋が加熱コイル１に対向したときに、図９における、Ｒ１の値が不明であることは前述した。しかし、Ｒｋの内、コイルのみの実効直列抵抗がＲｗ（Ω）以下となることは考えられない。電磁調理器が、鉄鍋などの強磁性体以外の材質で構成された鍋の加熱効率が悪い理由を、データを示し、以下に説明する。

（金属鍋がコイルに近接したときのコイル特性の変化について）
次に、強磁性金属（例えば鉄）で構成された加熱容器と、反磁性金属（例えば銅）、常磁性金属（例えばアルミ）で構成された加熱容器の誘導加熱作用の違いについて考察してみる。前述したが、図８のように構成された変成器において、Ｒｎの影響により、変成器が作動時の１次側コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗの値は不明である。同じく、図９において、Ｒｋの影響により、作動時の加熱コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗの値は不明である。

図１６は、図１１に示すコイル１Ａに、各種の金属板を対向距離３ｍｍで対向させたときの、コイル１Ａの実効直列抵抗と周波数の関係を示す図である。図１６において、Ｒｗはコイル１Ａ単体、Ｒｋは厚さ０．５ｍｍの鉄板コイル１Ａに対向させた場合、Ｒｊは厚さ０．５ｍｍのアルミ板をコイル１Ａに対向させた場合を示す。（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、は、ＲｋとＲｗの比の周波数特性を示す。

図１７は、図１２に示すコイル１Ｂに、各種の金属板を対向距離３ｍｍで対向させたときの、コイル１Ｂの、実効直列抵抗と周波数の関係を示す図である。Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、については、図１６と同じである。

図１８は、図１３に示すコイル１Ｃに、各種の金属板を対向距離３ｍｍで対向させたときの、コイル１Ｃの、実効直列抵抗と周波数の関係を示す図である。Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、については、図１６と同じである。

図１９は、図１４に示すコイル１Ｄに、各種の金属板を対向距離３ｍｍで対向させたときの、コイル１Ｄの、実効直列抵抗と周波数の関係を示す図である。Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、については、図１６と同じである。

図２０は、図１５に示すコイル１Ｅに、各種の金属板を対向距離３ｍｍで対向させたときの、コイル１Ｅの、実効直列抵抗と周波数の関係を示す図である。Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、については、図１６と同じである。

（Ｒｋ＞Ｒｗ、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足している場合の説明）
図１６〜図２０を参照すると、１ｋＨｚから少なくとも４００ｋＨｚまでの周波数領域で、鉄板が近接したときのコイル１Ａからコイル１Ｅ単体の実効直列抵抗Ｒｋ（Ω）は、コイル１Ａからコイル１Ｅ単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）よりも大きくなっている。また、Ｒｗ（Ω）に比べ、Ｒｋ（Ω）の増加率は大きい。この、Ｒｋ−Ｒｗ（Ω）が、鉄板が加熱コイル１に近接したときの、鉄板による加熱コイル１の実効直列抵抗の増加分と考えられる。すなわち、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の値が大きいほど、加熱効率がよいものと推察される。図１６〜図２０には、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の値がプロットしてあり、それぞれの極大値が示してある。ただし、誘導加熱に使用可能な周波数の上限は１５０ｋＨｚに規制されている。また、後述する、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、の熱条件により、加熱コイル単体の実効直列抵抗が低い領域で、加熱コイルを使用しないとならない。したがって、図１７に示すコイル１Ｂのように、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の極大値が４００ｋＨｚとなるような場合は、１００ｋＨｚ程度で使用するのが好ましい。このように、従来、鉄鍋を加熱するのに最適な周波数は２０ｋＨｚ〜３０ｋＨｚと言われているが、実際にはコイルの構成により、鉄鍋を加熱するのに最適な周波数は異なる。

一方、図１６〜図２０を参照すると、アルミ板が近接したときのコイル単体の実効直列抵抗Ｒｊ（Ω）は、コイル１Ｂ、コイル１Ｃでは、１ｋＨｚから１ＭＨｚの周波数領域で、Ｒｊ＞Ｒｗ、となっている。しかし、コイル１Ａでは３０ｋＨｚ、コイル１Ｄでは８０ｋＨｚ、コイル１Ｅでは８０ｋＨｚ以上の周波数になると、Ｒｊ＜Ｒｗ、となっている。前述したように、ＲｗとＲｋの差が、鉄板が加熱コイル１に近接したときの、鉄板による加熱コイル１の実効直列抵抗の増加分と考えるなら、Ｒｊ＜Ｒｗ、となる周波数領域では、アルミ板を加熱できないと考えざるを得ない。このように、比較例として作成したコイル１Ａ、実際に市販されている電磁調理器に使用されているコイル１Ｄおよびコイル１Ｅにおいても、１００ｋＨｚ以下の周波数に、Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足しなくなる周波数（ほぼｆ３（Ｈｚ）に等しい）が存在する。これは、ＲｓとＲｗの関係と似ている。

なお、Ｒｊの周波数特性については、０．５ｍｍの厚さのアルミ板、０．５ｍｍの銅板ともに同じ特性を示しているので、銅板のデータは省略する。上述したように、単に、加熱コイルの実効直列抵抗を低下させるだけでは性能のよい加熱コイルは実現できない。図１６と図１７、図１６と図１８を比較すれば分かるように、Ｒｊ／Ｒｗ、の値が大きくなるような加熱コイルを実現しないと、アルミや銅などの強磁性体以外の金属鍋を効率よく加熱できない。前述したように、Ｒｊの内、加熱コイル１単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）の値は不明である。また、図１８より、Ｒｊ／Ｒｗ、の値は、１５０ｋＨｚ以下、４０ｋＨｚ以上の周波数において、少なくとも２以上は必要となる。この条件を満足しているのは、コイル１Ｃである。コイル１Ｃは、１００ｋＨｚにおいて、Ｒｊ／Ｒｗ、の値が、２．１となっており、理論上の加熱効率を５０％以上とできる。このように、単に加熱コイルの実効直列抵抗を低下させるだけでは、アルミ鍋を効率よく加熱する加熱コイルは実現できない。Ｒｊ／Ｒｗ、の値が大きくなるような加熱コイルを実現する必要がある。

上述した各コイルの特性を参考にすると、誘導加熱器にコイルの複素インピーダンスＺを検知する回路を設け、Ｚの純抵抗成分Ｒｒと、コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗとの比、Ｒｒ／Ｒｗ、が極大となる周波数で加熱コイルを駆動することにより、加熱効率を最大にすることができる。その詳細については後述する。

（Ｒｗ、Ｒｓ、Ｒｎ、Ｒｊに関する各コイルの特性について）
以下に、本発明の、Ｒｗ、Ｒｓ、Ｒｎ、Ｒｊに関する規定と、規定を満足するコイルについてまとめておく。

（１）Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）が１００ｋＨｚ以上
・比較例としてのコイル１Ａは、ｆ１が６７ｋＨｚなので規定を満足していない。
・コイル１Ｂは、ｆ１が７．７ＭＨｚで、規定を満足している。
・コイル１Ｃは、ｆ１が３．２ＭＨｚで、規定を満足している。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｄは、ｆ１が４３ｋＨｚで、規定を満足していない。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｅは、ｆ１が１２５ｋＨｚで、規定を満足している。

なお、ｆ１＞１００ｋＨｚは、アルミ鍋の加熱が可能な市販の電磁調理器に使用されている加熱周波数の上限値から規定した。また、電磁調理器に使用可能な周波数の上限値、１５０ｋＨｚより、最低でも、１００ｋＨｚにて、加熱コイルが、Ｒｓ＞Ｒｗ、を満足している必要がある。この周波数は特許文献１にも記載されている。

（２）Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２（Ｈｚ）が３０ｋＨｚ以上
・比較例としてのコイル１Ａは、ｆ２が２５ｋＨｚなので規定を満足していない。
・コイル１Ｂは、ｆ２が３．７ＭＨｚで、規定を満足している。
・コイル１Ｃは、ｆ２が７８０ｋＨｚで、規定を満足している。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｄは、ｆ２が１２ｋＨｚで、規定を満足していない。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｅは、ｆ２が１８ｋＨｚで、規定を満足していない。

ｆ２＞３０ｋＨｚは、アルミ鍋の加熱に対応していない市販の電磁調理器に使用されている加熱周波数の上限値３０ｋＨｚから規定した。

（３）Ｒｊ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ３（Ｈｚ）が１００ｋＨｚ以上
・比較例としてのコイル１Ａは、ｆ３が３０ｋＨｚなので規定を満足していない。
・コイル１Ｂは、ｆ３が１０ＭＨｚ以上で、規定を満足している。
・コイル１Ｃは、ｆ３が１０ＭＨｚ以上で、規定を満足している。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｄは、ｆ３が７０ｋＨｚで、規定を満足していない。
・市販の電磁調理器のコイル１Ｅは、ｆ３が８０ｋＨｚで、規定を満足していない。

上記のように、一般に市販されている電磁調理器では、強磁性体で構成された鍋以外を加熱するのは困難である。コイル１Ｂ、コイル１Ｃを参照し、コイル１Ｅとの加熱性能を比較した実際の加熱性能の実験結果については後述する。

ｆ３＞１００ｋＨｚは、アルミ鍋の加熱が可能な市販の電磁調理器に使用されている加熱周波数の上限値から規定した。この周波数は特許文献１にも記載されている。

（熱抵抗θｉ（℃／Ｗ）、温度Ｔｗ（℃）、周囲温度Ｔａ（度）の説明）
次に、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、の関係について説明する。上述したように、図８にて、実際に負荷抵抗ＲＬに電力を伝送しているときの、各コイル単体の実効直列抵抗Ｒ１、Ｒ２の値は不明である。また、図９においても、Ｒｋの内、図５に示すコイル単体の実効直列抵抗Ｒｗの値は不明である。すなわち、Ｒｗを基準にする以外、コイルの熱条件を規定することができない。したがって、最低限、Ｒｗを基準にしてコイルの熱条件を規定することが必要となる。

この発明を実施する場合において、コイルの熱抵抗θｉ（℃／Ｗ）は、コイルの構造や設置条件により決まる。例えば、コイルが空芯単体の場合は、θｉは高い。コイルが放熱性のよい絶縁板に固定されているような場合は、θｉは低くなる。コイルが動作可能な温度Ｔｗ（℃）は、コイルの構造や設置場所により決まる。素線にコーティングされている絶縁材の耐熱性が高く、放熱手段が装備された誘導加熱装置内部に組み込まれている場合などでは、例えば１５０℃〜３００℃程度となる。コイルが設置される場所の周囲温度Ｔａ（℃）は、誘導加熱装置内部などでは、例えば４０℃〜５０℃となる。ただし、加熱コイルの上面には、鍋を設置する熱遮断性の板が設置されており、加熱コイルの放熱性は悪い。また、加熱コイルの温度上昇に伴い、誘導加熱装置内部の温度が上昇するので、周囲温度Ｔａ（℃）も上昇する。このような場合、ファンなどの放熱手段を装備した誘導加熱装置に加熱コイルを設置して熱抵抗を測定するのが好ましい。

通常、物体は、温度が高くなるほど、周囲に多くの熱を放散するため、正確には熱拡散方程式を解く必要がある。しかし、種々の構造を持つコイルについて、比熱等の熱定数を加味して熱拡散方程式を解くのは困難であるので、下記の方法により簡易的に熱抵抗θｉ（℃／Ｗ）を求める。

まず、加熱コイルが設置される場所にて、初期状態のコイル温度Ｔ１（℃）を求めておく。加熱コイルに、直流の定電流Ｉｄ（Ａ）を流して、コイルの両端電圧Ｖｄ（Ｖ）を計測し、Ｐｄ＝Ｖｄ×Ｉｄ（Ｗ）として、コイルの消費電力を求める。金属導線は温度が上がると抵抗値が増加し、コイルの両端電圧Ｖｄが上昇するので、Ｖｄはペンレコーダー等で記録して平均値を求めるか、Ａ／Ｄ変換器等で逐次Ｖｄをモニターし、平均値を取るのが望ましい。熱平衡に達したら、加熱コイルの温度Ｔ２（℃）を測定する。熱抵抗θｉ（℃／Ｗ）は、θｉ＝（Ｔ２−Ｔ１）／Ｐｄ（℃／Ｗ）として求められる。この測定は、Ｉｄの電流値を変えて数回測定し、平均値として求めるのが好ましい。

このようにして求められた熱抵抗θｉ（℃／Ｗ）に、実際の使用条件下でのコイルの実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）とコイルに流れる電流Ｉａ（Ａ）により決まる、実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）が消費する電力、Ｒｗ×Ｉａ^２（Ｗ）を掛けると、実際の使用条件下でのコイルの温度上昇値、Ｔｒ（℃）が求められる。Ｔｒ＝θｉ×Ｒｗ×Ｉａ^２（℃）となり、コイルが動作可能な温度をＴｗ（℃）、コイルが設置される場所の周囲温度をＴａ（℃）とすると、Ｔｒ＝Ｔｗ−Ｔａとなり、不等式、（Ｔｗ−Ｔａ）≧θｉ×Ｒｗ×Ｉａ^２（℃）を満足しないと、コイルの使用可能温度を越えるので、本発明の実施が困難になる。

実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）に関する規定、Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）は、前記不等式を変形し、Ｒｗ（Ω）またはＩａ（Ａ）の条件を規定している。誘導加熱が行なわれる周波数において、実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）は、加熱コイル単体で実測して求められる変数、加熱コイルに流れる電流Ｉａ（Ａ）も実測して求められるか、加熱装置側においては電源条件により決まる変数で、他の、Ｔｗ（℃）、Ｔａ（℃）、θｉ（℃／Ｗ）は既知の定数となる。したがって、Ｒｗ（Ω）が求められれば、Ｉａ（Ａ）の上限値が規定され、逆にＩａ（Ａ）が決められれば、Ｒｗ（Ω）の上限値が規定される。

Ｒｗ（Ω）は、直流抵抗Ｒｄ（Ω）と交流抵抗Ｒａ（Ω）の和であり、ＲｄとＲｗは直接実測することが可能なので、Ｉａ（Ａ）を決定することにより、巻き数により増加する、ＲｄとＲａの和である実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）の上限値を規定でき、実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）と周波数の関係から、誘導加熱に使用可能な周波数範囲を規定することができる。

１Ｖ×１０Ａと、１０Ｖ×１Ａは、どちらも同じ１０Ｗの電力であるが、コイルの実効直列抵抗による電力損失は、１０Ａの場合には、１Ａの場合の１００倍となる。電力ではなく、加熱コイルに流れる電流Ｉａ（Ａ）を考慮し、コイルの実効直列抵抗による電力損失を規定しないと、誘導加熱性能を改善することはできない。

前述の引用文献を含む従来技術では、コイルの特定的な構成を規定しているのみである。そして、特定的構成の一実施例のみを示すことにより、着目する特性、例えば、実効直列抵抗が低下していることを主張している。しかし、上述してきたように、外径や内径を同一にしても、線種、ターン数によりコイルの特性は全く異なってくる。すなわち、線材や巻き方などの特定的構成を規定しても、実際に作成されるコイルは種々の構成を持ち、それらが同じ効果を奏することは、何ら保証されていない。

したがって、コイルの特定的構成を規定するのみでは、誘導加熱装置のコイルとしての要件を充足するコイルを実現するのは不可能である。

本願のように、コイルの特定的構成以外の構成が変化したときの特性変化までも明確化し、コイルの作動条件を規定しない限り、誘導加熱性能のよいコイル、および誘導加熱性能のよい誘導加熱装置は実現できない。その一方で、本発明の実施形態は、誘導結合可能な種々の構成を持つコイルにおいて、各コイルの作動条件を規定することにより、誘導加熱性能のよい誘導加熱装置が実現できる。このように、本発明は、従来の技術では実現することが不可能であった極めて優れた効果を奏するものである。

（加熱コイルを誘導加熱に使用可能な周波数の説明）
なお、本発明の実施形態のコイルを誘導加熱に使用可能な周波数の上限は、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数であるｆ１（Ｈｚ）、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数であるｆ２（Ｈｚ）、の規定により求めることができるが、コイルを誘導加熱に使用可能な周波数の下限は、コイル単体に印加される電圧Ｖと、コイル単体に流れる電流Ｉの位相差を、８０度以上と規定することにより求められる。

なお、図示していないが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）が、６７ｋＨｚのコイル１Ａでは、５ｋＨｚ未満まで、ＶとＩの位相差が８０度以上になっている。しかし、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１が、３．２ＭＨｚのコイル１Ｃでは、１０ｋＨｚ未満になると、ＶとＩの位相差が８０度以下となっている。

図１３を参照すると、コイル１Ｃが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１は、約３．２ＭＨｚ、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２は、約７８０ｋＨｚである。Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）、の規定によるコイル１Ｂを使用可能な周波数領域は１０ｋＨｚ〜３．２ＭＨｚ、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２（Ｈｚ）、の規定によるコイル１Ｃを使用可能な周波数領域は１０ｋＨｚ〜７８０ｋＨｚとなる。このようにして、本発明の実施形態におけるコイルを、理論上の理想的な特性に近い周波数領域で使用することが可能となる。上記のように、加熱コイルを使用可能な周波数の上限と下限を規定できる。

（その他の要因による、ｆ１とｆ２の周波数）
なお、誘導加熱を行なう周波数は、電波障害などの関係上、１５０ｋＨｚが上限となっている。しかし、ここで考察しているのは、１５０ｋＨｚ以下の周波数での加熱電力である。したがって、加熱コイルが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２（Ｈｚ）は、高いほど好ましい。例えば、ｆ１は５００ｋＨｚ以上であることが好ましい。同一のコイルで、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）が高いコイルを、リアクタンスが確保可能な周波数で使用する。例えば１００ｋＨｚ未満の周波数で駆動することにより、誘導加熱性能を確保できる。あるいは、一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ２が、１５０ｋＨｚ以上であると、より好ましい。このような特性を持つ加熱コイルを使用することにより、加熱コイルに大電力を投入しても、加熱コイルの実効直列抵抗による電力損失を少なくできる。また、前記Ｈｋの値を大きくでき、加熱効率が上がる。

（コイル１Ａと、１Ｂの周波数特性の比較の説明）
図２１は、図１１に示した密接巻したコイル１Ａ単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）と、図１２に示した疎巻のコイル１Ｂ単体のコイル実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）の周波数特性を比較した図である。図２１に示すように、周波数が上昇したときに、疎巻のコイル１Ｂの方が密接巻のコイル１Ａに比べて、コイルの実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）の増加を抑えることができる。また、同一外径のコイルでは、巻線の総延長が短くなるので、直流抵抗を低く抑えることができる。なお、コイル１Ａとコイル１Ｂには同一の導線を使用している。

（単導線の線径と、コイルの実効直列抵抗の周波数特性との関係）
図２２は、銅線径、０．２ｍｍ、０．４ｍｍ、０．８ｍｍ、１ｍｍの各ホルマル線を平板状に２５ターン密接巻きしたコイルの、周波数と各コイルの実効直列抵抗Ｒｗの関係を示している。

図２２より、０．２ｍｍ、０．４ｍｍ、０．８ｍｍ、１．０ｍｍの各異なる線径のホルマル線を、同じ２５回のターン数にしたコイル外径の異なるコイルでは、ホルマル線の線径が太くなるほど、周波数の上昇に伴う実効直列抵抗Ｒｗの増加率も高いことが分かる。

（空隙の幅により実効直列抵抗の周波数特性が変化する例の説明）
図２３は、０．４ｍｍのホルマル線を２５ターン巻いた場合、空隙の幅により、コイルの実効直列抵抗の周波数特性が、どのように変化するかを示す図である。空隙の幅は、０ｍｍ、０．２ｍｍ、０．４ｍｍに設けてあるが、広い空隙の方が、周波数の上昇に伴う実効直列抵抗の増加が抑制できるのが分かる。なお、ターン数を同一としているので、空隙の幅が広くなるほどコイル外径は大きくなっており、コイルを構成する銅線の総延長が長くなっている。そのため、低い周波数では、空隙を設けない方が、コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗ（Ω）は低くなっている。

ただし、渦電流損は、磁束が貫く導体体積に比例するので、単導線の最大径が０．２ｍｍ以上でないと、導線間に空隙ｔ（ｍｍ）を設けても、周波数の上昇によるコイル単体の実効直列抵抗Ｒｗの増加率はそれほど低下しない。図２２の、線径０．２ｍｍの単導線を密接巻きしたコイル単体の周波数と実効直列抵抗Ｒｗの関係から見ても、線径０．２ｍｍでは、周波数の上昇による実効直列抵抗の増加率は少なく、線径０．２ｍｍの単導線では、空隙を設けても、実効直列抵抗Ｒｗの周波数特性は余り改善できないのが分かる。

コイル１Ｂの構成から推測すると、コイル１ａにおいて、導線断面が円形または長方形で、中空の導線を用い、導線間に空隙を設けて巻回することにより、コイル１ａの性能を向上させることができるものと推察される。この導線の構成については後述する。また、空隙の幅は、図２３から、０．２ｍｍ以上であればよい。図１２に示すコイル１Ｂの特性より、空隙の幅は、導線外形ｄ１（ｍｍ）を上限とすれば好ましい。

（コイルの線径と外径の関係、巻回数等について）
なお、市販の誘導加熱器に使用されているコイル１Ｅは、導線の断面が楕円形となっている。前記楕円形の長径は４．３ｍｍ、短径は２．８ｍｍである。コイル１Ｅにおいて導線の最大径ｄ２は４．３ｍｍ、コイルの外径Ｄは１４０ｍｍ、巻回数は２２回である。コイル外径Ｄと導線の最大径ｄ２の比は、１４０／４．３＝３２．５、となり、寸法公差などの余裕を見て、Ｄをｄ２の３０倍以上に選び、絶縁被覆の厚さｔを（ｄ２）／３０以上に選んでいる。

また、前述したコイル１Ａに、線径ｄ１と同じ空隙を設けて巻いたコイル１Ｂの巻回数は、１４ターンである。ここも、１０％程度の余裕を見て、１２ターン以上の巻回数を規定している。

リッツ線の断面積中の絶縁体層は、断面に７本の素線を配し、７本の素線の前記絶縁層の規定と空気層から概略計算すると、約１１％になる。

（特定的構成規定だけでは、性能がよい誘導加熱装置を実現できない説明）
上述してきたように、コイルは、例えば特定的な構成を規定するだけでは、他の構成要因を変化させることにより、実質的には無限の構成を持つ。特定的な構成を規定したコイルが、その他の特定的構成規定を要旨とする発明よりも、常に優れた誘導加熱性能を発揮する効果を奏することは証明されていない。また、証明するのは実質的に不可能である。

本発明の実施形態によってのみ、誘導加熱に適したコイルを選ぶことができるようになる。このように、本発明の実施形態は、従来例の誘導加熱コイルとは異なり、種々の実施形態における実測特性のデータを示している。誘導加熱装置の加熱コイルは、特定不能なバリエーションを持つ。そのため、任意の構成の加熱コイルにおいて誘導加熱性能を確保することは不可能である。また、従来の技術では、構成が一義的に特定された加熱コイルが、誘導加熱性能を確保可能という判断すらできない。

前述した方法により選ばれたコイルを、本発明の実施形態の要旨である特性規定による作動条件を規定することによってのみ、種々の構成を持つ誘導加熱装置の加熱コイルを使用した性能のよい誘導加熱装置が実現できる。この極めて優れた効果は、コイルの特定的構成のみを規定した従来の加熱コイルでは実現することが不可能であった。

（他の誘導加熱装置の回路構成とコイル１Ｂを使った実際の誘導加熱性能の一例、）
図２４は、本発明のその他の実施形態における誘導加熱装置の回路構成を示すブロック図である。

図２４において、直流電源６が加熱制御回路３ａに接続されるとともに、直流電源６のプラス端子がスイッチング素子Ｑ２のドレインに接続されている。スイッチング素子Ｑ２のソースはスイッチング素子Ｑ３のドレイン接続され、スイッチング素Ｑ３のソースは直流電源６のマイナス端子に接続されている。スイッチング素子Ｑ２，Ｑ３のゲートには、加熱制御回路３ａの制御出力が与えられ、加熱制御回路３ａの出力に基づき、スイッチング素子Ｑ２，Ｑ３が交互に、ＯＮ／ＯＦＦする。スイッチング素子Ｑ２のソースとスイッチング素子Ｑ３のドレインとの接続点にはキャパシタ７を介して加熱コイル１の一端が接続されており、加熱コイル１の他端は参照電位である直流電源６のマイナス端子に接続されている。

キャパシタ７は、図９に示す加熱コイル１の残留リアクタンスを打ち消して力率を改善する。また、この実施形態では、Ｑ２のソースとＱ３のドレインの接続点の電圧波形は方形波である。しかし、キャパシタ７を介して加熱コイル１を駆動することにより、加熱コイル１の両端電圧、加熱コイル１に流れる電流を正弦波に近づけることができる。正弦波で加熱コイル１を駆動した場合に加熱効率がよくなることは、前述した通りである。加熱制御回路３ａとスイッチング素子Ｑ２、Ｑ３は、直流電力を交流電力に変換するインバータ回路として作動する。

この例では、加熱コイル１とキャパシタ７とが直列接続された２端子回路が交流電源５に接続されている。スイッチング素子Ｑ２は加熱制御回路３ａにより制御され、ＯＮすると電流を加熱コイル１に時間ｔ１だけ流し出し、スイッチング素子Ｑ２がＯＦＦすると、スイッチング素子Ｑ３がＯＮして加熱コイル１から時間ｔ２だけ電流を引き込む。この動作を交互に繰り返す。

本願発明者は、図２４の回路にて、前述した図１２に示すコイル１Ｂを加熱コイル１として使用し、底面の直径が５０ｍｍ、上面の直径が７０ｍｍ、深さが３５ｍｍの非磁性ステンレス製容器に５０ｃｃの脱イオン水を入れ、上面に時計皿で蓋をして加熱してみた。加熱コイルと金属容器の間隔は５ｍｍに設定してある。駆動回路に供給される電圧は３０Ｖ、駆動電流は２Ａ、駆動回路に供給される電力は、３０Ｖ×２Ａ＝６０Ｗ、となる。駆動回路の出力周波数は、図１７の特性図から、１００ｋＨｚに設定してある。初期水温が１０℃の水で、沸騰するまでの時間を計測したところ、３８０秒であった。１ｃｃの水を１℃温度上昇させるには、約４．２Ｊのエネルギーが必要となる。５０ｃｃの水を、１０℃から１００℃まで温度上昇させるには、５０×４．２Ｊ×９０℃＝１８．９ｋＪ、のエネルギーが必要となる。

１Ｊ＝１Ｗ・Ｓであるので、５０ｃｃの水を１０℃から１００℃まで温度上昇させるのには、１８．９ｋＷ・Ｓ、のエネルギーを必要とする。電気エネルギーを熱エネルギーに変換する効率が１００％の場合、６０Ｗの電力を投入したとして、５０ｃｃの水を沸騰させるのには、計算上、１８．９ｋＷ／０．０６ｋＷ＝３１５秒、の時間がかかる。

加熱実験を行なった結果、沸騰まで、６分５０秒＝４１０秒、かかった。単純に計算すると、３１５／４１０＝７６．８％、の効率となる。しかし、容器からの熱放散などがあるので、後述するコイル１Ｃ、実際の電磁調理器による実験結果と比較してみる。

（コイル１Ｃを使った実際の誘導加熱性能の一例）
図１３に示すコイル１Ｃを使い、コイル１Ｂと同じ条件で加熱実験を行なってみた。その結果、沸騰まで、６分１０秒＝３７０秒かかった。図１７と図１８の特性比較からも、コイル１Ｃの方が、コイル１Ｂよりも加熱性能はよい。詳細については後述する。

（コイル１Ｅを使った実際の誘導加熱性能の一例）
市販の電磁調理器を使い加熱実験を行なった。１．２ｋＷの電磁調理器であるので、水量を、５０ｃｃ×１２００Ｗ／６０Ｗ＝１０００ｃｃ、とし、同じく非磁性のステンレス容器を使い、加熱実験を行なった。上述したコイル１Ｂと同じく、計算上の沸騰時間は、３１５秒になる。加熱実験を行なった結果、沸騰まで、７分＝４２０秒、かかった。

（各コイルによる実際の誘導加熱性能の検討）
コイル１Ｂ、コイル１Ｃを使った実験では、沸騰直後の駆動回路の温度は、４５℃であり、発熱は殆ど見られなかった。また加熱コイルの温度も、５０℃前後であった。一方、市販の電磁調理器では、沸騰直後の加熱コイルの温度は、８５℃程度まで上昇していた。これらの温度は、全て非接触式の赤外線温度計で計測してある。

以上の実験結果から、市販の電磁調理器の加熱効率を８５％と仮定すると、加熱効率が１００％の場合、４２０×０．８５＝３５７秒、かかることになる。理論値３１５秒との差は、加熱容器からの熱放散などによるものと推察される。上記の３５７秒を加熱効率１００％の場合と仮定すると、コイル１Ｂでは、３５７／４１０＝８７％、の加熱効率となる。コイル１Ｃでは、３５７／３７０＝９６．５％、の加熱効率となる。熱エネルギーへの変換効率を計測するのは簡単ではなく、加熱周波数や電力も異なるので、一概には言えないが、コイル１Ｂやコイル１Ｃを使用し、図２４の回路で駆動することにより、加熱性能を従来の電磁調理器よりも向上できる可能性がある。これは、加熱コイルの温度上昇や駆動回路の温度上昇が少ないところからも推測できる。なお、駆動回路のＱ２、Ｑ３には、ＴＯ−２２０パッケージの、ＭＯＳ−ＦＥＴを、放熱板を装備せずに使用している。

（加熱実験の結果と、図１６〜図２０の特性図との相関について）
図１６〜図２０には、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の周波数特性が共通的に図示してある。また、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の極大値となる周波数も図示してある。（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の極大値となる周波数において、ＲｗとＲｋの差が、両矢線で示してある。矢線の長さを、図１６〜図２０で比較すると、図１８に示すコイル１Ｃの矢線の長さが最も長い（Ｒｋ／Ｒｗの値が大きい）。図１８では、４００ｋＨｚで、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、の値が極大となっている。実際に誘導加熱に使用したのは約１００ｋＨｚである。しかし、上記の実験結果は、コイル１Ｃの加熱性能が最もよかった。このように、ＲｗとＲｋの周波数特性を計測することにより、加熱性能のよい加熱コイルが実現できる。あるいは、金属鍋の材質、厚さ、形状を選ぶことにより、特定の加熱コイルにおいて加熱性能のよい加熱用の鍋が実現できる。これらのことが、図１６〜図２０を見れば分かる。

（アルミ鍋の加熱実験について）
なお、メーカーの資料によると、水が入ったアルミ鍋を加熱すると、加熱コイルの温度は約３００℃程度まで上昇し、加熱効率も７０％程度以下にまで低下する。また、図１６〜図２０を参照すると、ＲｊがＲｗの２倍以上となっている状態はコイル１Ｃ以外には存在しない。このような特性では、理論上、加熱効率は５０％以下にしかならない、そのため、今回は、アルミ鍋の過熱実験は省略した。ただし、ＲｊがＲｗの４倍程度となるように加熱コイルを設計すれば、現状よりも性能のよい電磁調理器を実現できる。すなわち、Ｒｊ／Ｒｗ＞４、となるような加熱コイル、あるいは加熱鍋を実現すればよい。その意味では、単に加熱コイルの実効直列抵抗を低減することを目的とする特許文献１は、強磁性体以外の金属で構成された鍋を加熱する適切な解決方法ではない。

（断面傘型のコイルの例の説明）
図２５は導線を断面傘型に巻回したコイルの断面図である。図２（Ａ）に示したコイル１ａは、導線１１を平板空芯単層渦巻き状に巻回したのに対して、図２５に示したコイル１ｂは、断面が傘型となるように空芯単層渦巻き状に形成したものである。

この場合、図２５の巻き線幅Ｄ１、内径Ｄ２とし、２×Ｄ１＋Ｄ２が、導線の最大外形ｄ１の２５倍以上であることを条件としている。なお、２つの巻き線幅Ｄ１を示す線がなす角度θは、１８０度から９０度の間に設定するのが好ましい。ただし、図２５において、巻き線幅Ｄ１が内径Ｄ２の概ね１／４以下で、かつ短絡したコイルが対向したときに、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足している場合には、θがゼロに近いソレノイド形状とすることもできる。このように構成した、図２５に示す断面傘型のコイルを上下反対とすると、中華鍋など、底面が円形に湾曲した鍋に対応する加熱コイルになる。傘型の断面は、中華鍋の湾曲と同じように湾曲して巻回することにより、中華鍋の金属面との距離を一定にできる。なお、このように構成した加熱コイル１であるコイル１ｂは、同一のコイル間で誘導結合が可能な構成のコイルである。

（導体内部に絶縁層を有するコイルの例の説明）
なお、特許文献１に記載のような、素線を束ねた導線を、加熱コイルを構成する導線に使用できる。導線の構成、加熱コイルの構成は、同一のコイルを２個作成し、上述してきた本発明の実施形態のように特性を計測して、規定を満足するコイルを選ぶ。このようにして、加熱性能のよいコイルを選び、加熱性能のよい誘導加熱装置を実現できる。また、設計工数を大幅に短縮でき、加熱性能の確認工数も大幅に削減できる。

（導線の構造の説明）
図２６は、この発明のその他の実施形態における誘導加熱装置のコイルを構成する導線の構造を示す図である。

図２６は、パイプ状の導体１７内に絶縁材料１８が充填されており、パイプ内が空洞である場合に、パイプが折れて、曲げ加工ができなくなるのを防止している。なお、パイプの材質やパイプの肉厚により、パイプ自体が可撓性を持つ場合は、パイプ内が空洞であってもよい。あるいは、パイプ状の導体１７の断面は楕円形、長円形、多角形であってもよい。このような構成の導線を、空隙を設けて巻くことにより、加熱コイル単体の実効直列抵抗Ｒｗを低減し、加熱性能のよい加熱コイルが実現できる。

好ましくは、絶縁層である絶縁材料１８の断面積が導体１７全体の断面積の１１％以上であって、加熱コイルは、絶縁材料１８が設けられた導体１７を単層渦巻き状に密接巻きして構成し、絶縁材料１８が設けられた導体１７の最大径をｄ１、加熱コイルの外径をＤとしたとき、加熱コイルの外径Ｄが最大径ｄ１の少なくとも３０倍以上であり、かつ導線の巻き数が１２ターン以上である。

ただし、導体１７の外周部には図示されていない絶縁層が設けられており、密接して巻回する。導体１７の外周部絶縁層が設けられていない場合には、導線間に０．２ｍｍ以上の空隙を設けて巻回する。この場合、巻回後に、耐熱性の高い樹脂で巻回されたコイルを固定するのが好ましい。

（ソレノイド形状のコイルについて）
上記に説明した実施形態では、スパイラル状コイルについて説明したが、円筒状の加熱容器を用い、加熱コイルをソレノイド状に構成することも当然に可能である。この場合、一方のコイルの特性を計測する他方のコイルは、一方コイルの内部に挿入可能なように直径を設定する。または他方のコイルに一方のコイルが挿入できるよう、他方のコイルの直径を設定する。他方のコイルは、直径以外の構成要因、線材、線径、ソレノイドの長さ、巻回数、巻回法などを全て同一にしておく。コイルを構成する導線に絶縁被覆が施されていない場合は、両コイルの導線の接触面に絶縁性の筒を介して、両コイル間の短絡を防止する。このように、ソレノイド状の加熱コイルを用いる場合、他方のコイルを一方のコイルと誘導結合可能なように構成すればよい。

（湯沸かし器について）
誘導加熱器は、加熱コイルと被加熱用の金属板から構成される。一方、図１３に示すコイル１Ｃを加熱コイルに使い、図１１に示すコイル１Ａを金属板の代わりとして使う。この場合、図７に示すような構成となる。図７に示すコイル２を短絡すると、コイル１より伝送された磁気エネルギーは、全てＲ２で消費される。そのため、コイル２は、Ｒ２により、電気エネルギーを熱エネルギーに変換する。高周波数では、Ｒ２＞＞Ｒ１、と設定することが可能なので、コイル１に投入された電力をコイル２で熱に変換できる。コイルと金属板では、前述したように全く作用効果が異なる。よって、図７に示すコイル２を構成する導線を中空とし、導線内に水を流すことにより、電気の湯沸かし器が実現できる。

（本発明に用いる金属に関する説明）
この発明の実施形態において、導線を形成する導体の材質は特に限定されないが、本実施形態にて述べている各コイルは、全て導体に銅を用いている。導体として比抵抗が小さい銅を使うのが好ましいが、比抵抗が小さい他の金属、あるいは合金を導体として使うこともできる。

（特性計測に用いた計測器）
なお、上記に説明した各コイルの実効直列抵抗やインダクタンスの測定と、各キャパシタの実効直列抵抗や静電容量の測定には、１ＭＨｚまでは、アジレント社のＬＣＲメータ、４２８４Ａ、１〜１０ＭＨｚの測定には、ヒューレットパッカード社のＬＣＲメータ、４２７５Ａを使用した。なお、１〜１０ＭＨｚの計測は、１、２、４、１０ＭＨｚの各点でしか計測できないので、例えば、４ＭＨｚにて、Ｒｓ＞Ｒｗ、を満足し、１０ＭＨｚにて、Ｒｓ＞Ｒｗ、を満足しない場合は、補間により、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数ｆ１（Ｈｚ）を推定している。

（本発明の実施例の効果について）
上述してきた、本発明の実施形態においては、鉄などの強磁性体以外で構成された鍋、例えばアルミ鍋の加熱効率を上げるための、加熱コイルの選択、加熱周波数の選択について説明してきた。しかし、本発明は、鉄などの強磁性体で構成された鍋の加熱効率も向上させるものである。加熱電力は５０Ｗ前後ではあるが、上述したように、従来の電磁調理器に比べ、加熱効率を向上できている。熱の計算は、空中に放散する熱があるため、計算精度が１００％信頼できるものではない。しかし、駆動回路、加熱コイルの発熱状態から見ても、電気エネルギーを熱エネルギーに変換する効率は、本発明においては９５％程度に達しているものと推測できる。このように、本発明は、従来の技術に比べ、加熱効率が高く、駆動回路やコイルの発熱が少ない、安全で信頼性の高い誘導加熱器が実現できるという極めて優れた効果を奏する。

以上、図面を参照してこの発明の実施形態を説明したが、この発明は、図示した実施形態のものに限定されない。図示された実施形態に対して、この発明と同一の範囲内において、あるいは均等の範囲内において、種々の修正や変形を加えることが可能である。

この発明の誘導加熱装置は、加熱コイルに対向する金属鍋を加熱するのに利用できる。具体的には、電気を熱源とする電磁調理器として利用できる。

この発明の一実施形態に係る誘導加熱装置のブロック図である。 図１に示した誘導加熱装置の加熱コイルとして使用されるコイルを示す平面図および断面図である。 図２に示したコイルの外形形状の変形例を示す図である。 変成器の入力インピーダンスを求める等価回路である。 この発明の一実施形態における誘導加熱装置の加熱コイルにおける加熱コイル単体の等価回路を示す図である。 変成器の等価回路を表す図である。 ２次側コイルを短絡したときの変成器の等価回路を表す図である。 ２次側コイルに負荷抵抗ＲＬが接続されたときの変成器の等価回路を表す図である。 加熱コイルに金属板が対向したときの等価回路を表す図である。 加熱コイルに０．５ｍｍの厚さのアルミ板が対向したときの等価回路を表す図である。 線径１ｍｍの単導線を、外径７０ｍｍで２５ターン密接巻きしたコイル１Ａの、Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数の関係を示す図である。 線径１ｍｍの単導線を、外径７０ｍｍで空隙を設けて１４ターン巻いたコイル１Ｅの、Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数の関係を示す図である。 線径０．０５ｍｍのホルマル単導線を７５本束ねたリッツ線を、外径７０ｍｍで３０ターン密接巻きしたコイル１Ｃの、Ｒｗ、Ｒｎ、Ｒｓと周波数の関係を示す図である。 線径０．４５ｍｍのホルマル線を４０本束ね、導線外径が４ｍｍに作成したリッツ線を、外径１４０ｍｍに２２ターン密接巻きしたコイル１ＤのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓ、ｋｒと周波数の関係を示す図である。 線径０．３５ｍｍのエナメル線を５０本束ね、導線外径が４ｍｍに作成したリッツ線を、外径１４０ｍｍに２２ターン密接巻きしたコイル１ＥのＲｗ、Ｒｎ、Ｒｓ、ｋｒと周波数の関係を示す図である。 コイル１Ａの、Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、と周波数との関係を示す図である。 コイル１Ｂの、Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、と周波数との関係を示す図である。 コイル１Ｃの、Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、と周波数との関係を示す図である。 コイル１Ｄの、Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、と周波数との関係を示す図である。 コイル１Ｅの、Ｒｗ、Ｒｋ、Ｒｊ、（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、と周波数との関係を示す図である。 図１１に示した密接巻のコイル１Ａと、図１２に示した疎巻のコイル１Ｂとの実効直列抵抗Ｒｗが、周波数の上昇により増加する状態を比較して示した図である。 ０．２ｍｍ、０．４ｍｍ、０．８ｍｍ、１ｍｍのホルマル単導線を平板状に２５回巻いたコイルの周波数と、各コイルの実効抵抗Ｒｗの関係を示す図である。 線径０．４ｍｍのホルマル線を、０、０．２ｍｍ、０．４ｍｍの空隙幅を設けて２５ターン巻いた各コイルのＲｗと周波数との関係を示す図である。 本発明のその他の実施形態である誘導加熱装置の駆動回路を示すブロック図である。 導線を断面傘型に巻回したコイルの断面図である。 パイプ状の導体内に絶縁材料が充填されている導体の断面図である。 誘導加熱器の概略ブロック図である。 誘導加熱器に用いられるコイルの一例を示す図である。 誘導加熱器の加熱コイルに金属板が近接した時の等価回路図である。 キャパシタの等価回路図である。

符号の説明

１，１ａ，２ コイル、３，３ａ 加熱制御回路、４，７ キャパシタ、５ 交流電源、６ 直流電源、１１ 導線、１２ 導体部、１３ 絶縁被覆、２０ 金属板、２１ アルミ板、Ｑ１，Ｑ２，Ｑ３ スイッチング素子。

Claims (15)

1. 導線を巻回して構成される加熱コイルを少なくとも含み、
   前記加熱コイルに近接している金属体を加熱する誘導加熱装置において、
   同一の前記加熱コイル２個を対向させ、
   前記対向するコイルのうち、
   一方のコイル単体の実効直列抵抗をＲｗ（Ω）、
   前記一方のコイルに対向する他方のコイルを短絡したときの、前記一方のコイルの実効直列抵抗をＲｓ（Ω）、
   前記一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ１（Ｈｚ）、としたときに、
   前記ｆ１が、１００ｋＨｚ以上となるように、前記加熱コイルが選ばれており、
   前記加熱コイルを、前記ｆ１（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動する、誘導加熱装置。
2. さらに、前記誘導加熱装置は、直流電力を交流電力に変換する電力変換手段である交流電源を含み、
   前記交流電源の出力周波数をｆａ（Ｈｚ）、としたときに、
   前記ｆａ（Ｈｚ）を前記ｆ１（Ｈｚ）未満の周波数に設定した、請求項１に記載の誘導加熱装置。
3. さらに、前記一方のコイルに対向する他方のコイルを開放したときの、前記一方のコイルの実効直列抵抗をＲｎ（Ω）、
   前記一方のコイルが、Ｒｓ＞Ｒｎ≧Ｒｗ、の関係を満足する最高周波数をｆ２（Ｈｚ）、としたときに、
   前記加熱コイルを、前記ｆ２（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動する、請求項１または２に記載の誘導加熱装置。
4. さらに、前記一方のコイルに、常磁性または反磁性の磁気的性質を持つ、厚さが０．５ｍｍ以上の金属または合金で構成された金属板が対向したときの、前記一方のコイルの実効直列抵抗をＲｊ（Ω）、
   前記一方のコイルが、Ｒｗ＞Ｒｊ、を満足する最高周波数をｆ３（Ｈｚ）、とすると、
   前記ｆ３が１００ｋＨｚ以上となるように、前記加熱コイルが選ばれており、
   前記加熱コイルを、前記ｆ３（Ｈｚ）未満の周波数であるｆｄ（Ｈｚ）で駆動する、請求項１から３のいずれかに記載の誘導加熱装置。
5. さらに、前記Ｒｊと前記Ｒｗの比Ｈｊを、Ｈｊ＝Ｒｊ／Ｒｗ、とすると、
   少なくとも１５０ｋＨｚ以下の周波数領域に、
   前記Ｈｊの値が２以上となる周波数領域が存在する、請求項４に記載の誘導加熱装置。
6. さらに、前記加熱コイルの熱抵抗をθｉ（℃／Ｗ）、
   前記加熱コイルの許容動作温度をＴｗ（℃）、
   前記加熱コイルが設置される場所の周囲温度をＴａ（℃）、
   前記加熱コイルに流れる交流電流をＩａ（Ａ）、としたときに、
   Ｒｗ≦（Ｔｗ−Ｔａ）／（Ｉａ^２×θｉ）、
   なる関係を、前記加熱コイルが満足するように、前記加熱コイルの作動条件を設定した、請求項１から５のいずれかに記載の誘導加熱装置。
7. 前記加熱コイルはスパイラル状に構成されている、請求項１から６のいずれかに記載の誘導加熱装置。
8. 前記一方のコイルである加熱コイルは、ソレノイド状に構成され、
   前記他方のコイルが前記一方のコイルと誘導結合可能に構成されている、請求項１から６のいずれかに記載の誘導加熱装置。
9. 前記加熱コイルを形成する導線には、前記導線内部に絶縁体層が設けられ、
   前記絶縁体層の断面積が導線全体の断面積の１１％以上であって、
   前記加熱コイルは、前記絶縁体層が設けられた導線を単層または多層渦巻き状に密接巻きして構成されており、
   前記絶縁体層が設けられた導線の最大径をｄ１、前記前記加熱コイルの外径をＤとしたとき、
   前記加熱コイルの外径Ｄが前記最大径ｄ１の少なくとも３０倍以上であり、かつ導線の巻き数が１２ターン以上である、請求項１から８のいずれかに記載の誘導加熱装置。
10. 前記導線は、それぞれに絶縁被覆が施された複数の単導線の集合体で構成され、かつ、前記単導線中の導体の最大径をｄ２としたときに、
    ｄ２が０．３ｍｍ以下であって、前記絶縁被覆の厚さｔが（ｄ２）／３０以上に選ばれている、請求項９に記載の誘導加熱装置。
11. 前記導線の最大外径をｄ１、とすると、
    隣接する導線間に設ける空隙を、０．２ｍｍ以上、ｄ１以下に設定した、請求項１から１０のいずれかに記載の誘導加熱装置。
12. さらに、前記加熱コイルに被加熱用金属体が近接したときの、前記加熱コイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）、
    前記Ｒｗと前記Ｒｍの比Ｈｋを、Ｈｋ＝（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、とすると、
    １５０ｋＨｚ以下の周波数領域において、
    前記Ｈｋの値が１以上であり、
    かつ前記Ｈｋの値が極大となるように、前記ｆｄ（Ｈｚ）が設定されている、請求項１から１１のいずれかに記載の誘導加熱装置。
13. 前記加熱コイルに、力率改善用キャパシタを接続した、請求項１から１２のいずれかに記載の誘導加熱装置。
14. 前記加熱コイルの少なくとも一方の端子にキャパシタが直列接続され、
    前記加熱コイルと前記キャパシタが直列接続された２端子回路が、前記交流電源に接続されており、
    前記交流電源は、
    電流を流し出す第１の半導体素子と、
    電流を引き込む第２の半導体素子と、を含み、
    前記交流電源の出力は、前記２端子回路に電流を流し出す時間ｔ１と、
    前記２端子回路から電流を引き込む時間ｔ２と、を交互に有する、請求項２に記載の誘導加熱装置。
15. 請求項１に記載の誘導加熱装置によって加熱される金属または合金から成る加熱用容器であって、
    前記加熱コイルに前記金属容器が対向したときの、前記一方のコイルの実効直列抵抗をＲｋ（Ω）、
    前記Ｒｗと前記Ｒｋの比Ｈｋを、Ｈｋ＝（Ｒｋ−Ｒｗ）／Ｒｗ、とすると、
    前記被加熱用の金属容器は、
    １５０ｋＨｚ以下の周波数領域で、前記Ｈｋの値が極大となるように、
    前記金属または前記合金の材質および厚さと、
    前記容器の形状と、が選ばれている、誘導加熱装置に使用される加熱容器。

Images