JP2019117155A - Method for specifying iron loss inferior part of wound iron core - Google Patents

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Abstract

To provide a method for simply specifying an iron loss inferior part of a wound iron core.SOLUTION: A method for specifying an iron loss inferior part of a wound iron core includes the steps of: dividing the wound iron core so as to become a group of split wound iron cores whose winding thickness is 14 mm or more: calculating a building factor (BF) which is used as an index of iron loss deterioration (winding iron core iron loss (W/kg)/material iron loss (W/kg)) of each split wound iron core; and specifying the divided wound iron core having a BF value exceeding the BF value of the wound iron core calculated in advance as the split wound iron core having the iron loss inferior part.SELECTED DRAWING: Figure 15

Description

本開示は、巻鉄心の鉄損劣位部特定方法に関する。   The present disclosure relates to a method of identifying a core loss of a wound iron core.

鉄心は、トランス、リアクトル、ノイズフィルター等の磁心として広く用いられている。高効率化などの点から鉄心で生じる鉄損の低減が重要な課題の一つとなっており、従来、様々な観点から低鉄損化の検討が行われている。   Iron cores are widely used as cores for transformers, reactors, noise filters and the like. The reduction of the iron loss generated in the iron core is one of the important issues in terms of high efficiency etc., and conventionally, the reduction of the iron loss has been studied from various points of view.

巻鉄心の鉄損低減を目的として、例えば特許文献１には、巻鉄心の積厚方向で生じる磁束不均一を利用して、巻厚内側に透磁率の高い素材、巻厚外側に透磁率の低い素材を使用することで、ビルディングファクタ（ＢＦ）の低減が期待できる旨開示されている。
また、非特許文献１には、方向性電磁鋼板の双晶と磁気特性との関係について開示されている。 For the purpose of reducing core loss in a wound core, for example, Patent Document 1 discloses a material having high permeability on the inner side of the winding thickness and permeability on the outer side of the winding thickness utilizing magnetic flux non-uniformity generated in the stacking direction of the wound core. It is disclosed that reduction of a building factor (BF) can be expected by using a low material.
Further, Non-Patent Document 1 discloses the relationship between twin crystals and magnetic properties of a grain-oriented electrical steel sheet.

特開２００６−１８５９９９号公報JP, 2006-185999, A

黒崎洋介ら（新日本製鐵）著、「マグネティックス研究会資料、資料番号：ＭＡＧ−０４−８０（タイトル：方向性電磁鋼板の双晶と磁気特性）」 社団法人電気学会、 ２００４年５月２８・２９日 ｐ１−４Kurosaki Yosuke et al. (New Nippon Steel), “Magnetics Study Group Material, Document No .: MAG-04-80 (Title: Twinning and Magnetic Properties of Directional Electrical Steel Sheet)” The Institute of Electrical Engineers of Japan, May 2004 28 ・ 29 days p1-4

巻鉄心（コア）の鉄損劣位部を特定するためには、ビルディングファクタ（ＢＦ）の劣位なコアと、ＢＦの良好なコアと、を準備して、各コアを所定の巻厚に分割して鉄損劣位を比較する必要がある。
そのため、巻鉄心の鉄損劣位部を特定するために、ＢＦが劣位なコアと、ＢＦが良好なコアの双方を潰す必要があり、手間とコストがかかるという問題がある。
本開示は上記実情に鑑みてなされたものであり、巻鉄心の鉄損劣位部を簡易的に特定する方法を提供することを目的とする。 In order to identify the iron loss inferiority part of the wound core (core), prepare the inferiority core of building factor (BF) and the good core of BF, and divide each core into a predetermined winding thickness It is necessary to compare iron loss inferiority.
Therefore, in order to identify the iron loss subordination portion of the wound iron core, it is necessary to crush both the core with inferior BF and the core with good BF, and there is a problem that it takes time and cost.
This indication is made in view of the said situation, and it aims at providing a method of identifying an iron loss inferiority part of a volume iron core simply.

本開示の巻鉄心の鉄損劣位部特定方法は、方向性電磁鋼板を素材として構成される巻鉄心の、鉄損劣位部を特定する方法であって、
前記巻鉄心は、側面視において略矩形状の巻鉄心本体を備え、
前記巻鉄心本体は、長手方向に平面部とコーナー部とが交互に連続し、当該各コーナー部において隣接する２つの平面部のなす角が９０°である前記方向性電磁鋼板が板厚方向に積み重ねられた、側面視において略矩形状の積層構造を有し、且つ、１周回中に少なくとも１か所以上の接合部を有し、
前記巻鉄心を、巻厚が１４ｍｍ以上である一群の分割巻鉄心となるように分割する工程と、
各分割巻鉄心の鉄損劣化（巻鉄心鉄損（Ｗ／ｋｇ）／素材鉄損（Ｗ／ｋｇ））の指標として用いるビルディングファクタ（ＢＦ）を算出する工程と、
予め算出しておいた前記巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する前記分割巻鉄心を、前記鉄損劣位部を有する分割巻鉄心であると特定する工程と、を有することを特徴とする。 The iron loss inferiority identification method of a wound core according to the present disclosure is a method of identifying an iron loss inferiority of a wound iron core composed of a directional electrical steel sheet,
The wound core includes a substantially rectangular wound core body in a side view,
In the wound iron core main body, flat sections and corner sections are alternately continued in the longitudinal direction, and in the respective corner sections, the directional electromagnetic steel sheet having an angle of 90 ° between two adjacent flat sections is in the thickness direction Has a stacked structure in a substantially rectangular shape in a side view, and has at least one or more junctions in one turn;
Dividing the wound iron core into a group of divided wound iron cores having a winding thickness of 14 mm or more;
Calculating a building factor (BF) to be used as an index of iron loss deterioration (rolled iron core iron loss (W / kg) / raw iron loss (W / kg)) of each divided wound iron core,
And a step of identifying the divided wound iron core having a BF value exceeding the BF value of the wound iron core calculated in advance as a divided wound iron core having the iron loss inferior portion.

本開示の巻鉄心の鉄損劣位部特定方法においては、一群の前記分割巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上２７ｍｍ以下であってもよい。   In the iron loss inferiority identification method of a wound iron core of the present disclosure, the winding thickness of the group of divided wound iron cores may be 14 mm or more and 27 mm or less.

本開示によれば、巻鉄心の鉄損劣位部を簡易的に特定することができる。   According to the present disclosure, the iron loss inferior part of the wound iron core can be identified easily.

図１は、巻鉄心の一実施形態を模式的に示す斜視図である。FIG. 1 is a perspective view schematically showing an embodiment of a wound core. 図２は、図１の実施形態に示される巻鉄心の側面図である。2 is a side view of the wound core shown in the embodiment of FIG. 図３は、巻鉄心の別の一実施形態を模式的に示す側面図である。FIG. 3 is a side view schematically showing another embodiment of the wound core. 図４は、巻鉄心の別の一実施形態を模式的に示す側面図である。FIG. 4 is a side view schematically showing another embodiment of the wound core. 図５は、図２の実施形態におけるコーナー部付近を拡大した側面図である。FIG. 5 is an enlarged side view of the vicinity of a corner in the embodiment of FIG. 図６は、図３の実施形態におけるコーナー部付近を拡大した側面図である。FIG. 6 is an enlarged side view of the vicinity of a corner in the embodiment of FIG. 図７は、図４の実施形態におけるコーナー部付近を拡大した側面図である。FIG. 7 is an enlarged side view of the vicinity of a corner in the embodiment of FIG. 図８は、方向性電磁鋼板の一例を模式的に示す側面図である。FIG. 8 is a side view schematically showing an example of a grain-oriented electrical steel sheet. 図９は、方向性電磁鋼板の別の一例を模式的に示す側面図である。FIG. 9 is a side view schematically showing another example of the grain-oriented electrical steel sheet. 図１０は、方向性電磁鋼板の曲げ加工領域の一例を模式的に示す側面図である。FIG. 10 is a side view schematically showing an example of a bending area of the grain-oriented electrical steel sheet. 図１１は、巻鉄心の製造方法における曲げ加工方法の一例を示す模式図である。FIG. 11 is a schematic view showing an example of a bending method in the method of manufacturing a wound core. 図１２は、参考実験例で用いた容量５ＫＶＡの巻鉄心の寸法を示す模式図である。FIG. 12 is a schematic view showing the dimensions of a wound core having a capacity of 5 KVA used in the reference experiment example. 図１３は、参考実験例で用いた容量２５ＫＶＡの巻鉄心の寸法を示す模式図である。FIG. 13 is a schematic view showing the dimensions of a wound core having a capacity of 25 KVA used in the reference experiment example. 図１４は、参考実験例で用いた容量７５ＫＶＡの巻鉄心の寸法を示す模式図である。FIG. 14 is a schematic view showing dimensions of a wound iron core of a capacity 75 KVA used in the reference experiment example. 図１５は、参考実験例で用いた巻鉄心の巻厚と磁束密度との関係を示すグラフである。FIG. 15 is a graph showing the relationship between the winding thickness of the wound iron core and the magnetic flux density used in the reference test example. 図１６は、参考実験例で用いた巻鉄心の巻厚と偏磁の影響との関係を示すグラフである。FIG. 16 is a graph showing the relationship between the winding thickness of the wound iron core used in the reference experiment and the influence of the biased magnetization.

本開示の巻鉄心の鉄損劣位部特定方法は、方向性電磁鋼板を素材として構成される巻鉄心の、鉄損劣位部を特定する方法であって、
前記巻鉄心は、側面視において略矩形状の巻鉄心本体を備え、
前記巻鉄心本体は、長手方向に平面部とコーナー部とが交互に連続し、当該各コーナー部において隣接する２つの平面部のなす角が９０°である前記方向性電磁鋼板が板厚方向に積み重ねられた、側面視において略矩形状の積層構造を有し、且つ、１周回中に少なくとも１か所以上の接合部を有し、
前記巻鉄心を、巻厚が１４ｍｍ以上である一群の分割巻鉄心となるように分割する工程と、
各分割巻鉄心の鉄損劣化（巻鉄心鉄損（Ｗ／ｋｇ）／素材鉄損（Ｗ／ｋｇ））の指標として用いるビルディングファクタ（ＢＦ）を算出する工程と、
予め算出しておいた前記巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する前記分割巻鉄心を、前記鉄損劣位部を有する分割巻鉄心であると特定する工程と、を有することを特徴とする。 The iron loss inferiority identification method of a wound core according to the present disclosure is a method of identifying an iron loss inferiority of a wound iron core composed of a directional electrical steel sheet,
The wound core includes a substantially rectangular wound core body in a side view,
In the wound iron core main body, flat sections and corner sections are alternately continued in the longitudinal direction, and in the respective corner sections, the directional electromagnetic steel sheet having an angle of 90 ° between two adjacent flat sections is in the thickness direction Has a stacked structure in a substantially rectangular shape in a side view, and has at least one or more junctions in one turn;
Dividing the wound iron core into a group of divided wound iron cores having a winding thickness of 14 mm or more;
Calculating a building factor (BF) to be used as an index of iron loss deterioration (rolled iron core iron loss (W / kg) / raw iron loss (W / kg)) of each divided wound iron core,
And a step of identifying the divided wound iron core having a BF value exceeding the BF value of the wound iron core calculated in advance as a divided wound iron core having the iron loss inferior portion.

本開示において用いる、形状や幾何学的条件並びにそれらの程度を特定する、例えば、「平行」、「垂直」、「同一」、「直角」等の用語や長さや角度の値等については、厳密な意味に縛られることなく、同様の機能を期待し得る程度の範囲を含めて解釈することとする。
本開示において巻鉄心（コア）は、１周回中に接合部を１か所有し且つ曲げ加工領域（屈曲部）を有さない巻鉄心をトランココアと称し、１周回中に接合部を１か所有し且つ曲げ加工領域を有する巻鉄心をユニコアと称し、１周回中に接合部を２か所有し且つ曲げ加工領域を有する巻鉄心をデュオコアと称する場合がある。 For example, terms such as “parallel”, “vertical”, “identical”, “right angle”, values of length and angle, etc., which specify the shape and geometrical conditions and their degree, used in the present disclosure It shall be interpreted including the range which can expect the same function without being restricted by the meaning.
In the present disclosure, the wound core (core) refers to a rolled iron core having one joint in one turn and having no bending region (bent portion) as trans cocoa, or one joint in one turn. In some cases, a wound iron core possessed and having a bending area may be referred to as a unicore, and a wound iron core having two joints in one turn and having a bending area may be referred to as a duocore.

本研究者らは、巻鉄心を分割して得た、一群の分割巻鉄心のＢＦを評価することにより、巻鉄心の鉄損劣位（特に巻鉄心製造の際にコーナー部に発生した双晶による鉄損劣位）部を簡易的に特定するに至った。
本開示の特定方法の精度を高めるためには、分割後の巻鉄心と、分割前の巻鉄心との磁束密度を同程度とする必要がある。そこで、本研究者らは、分割後巻鉄心と、分割前巻鉄心との磁束密度が同程度となるための巻厚条件を、巻鉄心巻厚を変えて、巻鉄心の磁束密度を測定することにより見出した（参考実験例１）。
図１５に示すように、巻鉄心容量が５〜７５ＫＶＡの間で変化しても、巻厚を１４ｍｍ以上有する巻鉄心であれば、巻鉄心のコーナー部での磁束密度の低下が抑制されると考えられ、分割後巻鉄心と、分割前巻鉄心との磁束密度を同程度とすることができることが分かった。 The present inventors evaluated the BF of a group of split-wound iron cores obtained by dividing the wound iron core, and the iron loss of the wound iron core (especially due to twins generated at the corners during winding iron core production) It came to identify iron loss inferiority part simply.
In order to enhance the accuracy of the specific method of the present disclosure, it is necessary to make the magnetic flux density of the wound core after division and that of the wound core before division equal. Therefore, the present inventors measure the magnetic flux density of the wound iron core by changing the thickness of the wound iron core and the winding thickness condition for making the magnetic flux density of the divided wound core and the pre-split wound iron core become equivalent. (See Reference Experiment 1).
As shown in FIG. 15, even if the wound iron core capacity changes between 5 and 75 kVA, if the wound iron core having a winding thickness of 14 mm or more, the reduction in the magnetic flux density at the corners of the wound iron core is suppressed It was considered that the magnetic flux density of the split wound core and that of the pre-split wound core can be made comparable.

また、本研究者らは、本開示の特定方法では、巻鉄心の分割により巻厚が小さくなるため、その巻厚の変化によって、分割後巻鉄心と、分割前巻鉄心との、磁束密度が、方向性電磁鋼板内側を集中して流れる偏磁の影響により変化してしまうと考えた。
本開示の特定方法の精度を高めるためには、分割後巻鉄心と、分割前巻鉄心との偏磁の影響を同程度とする必要がある。そこで、本研究者らは、巻厚を変えた際の巻鉄心の偏磁の影響を定量評価した（参考実験例２）。
図１６に示すように、巻鉄心の容量（５〜７５ＫＶＡ）に関係なく、巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上となれば偏磁の影響は略一定となることが分かった。 Further, in the specific method of the present disclosure, since the winding thickness is reduced due to the division of the wound iron core in the specific method of the present disclosure, the magnetic flux density of the divided iron core and the pre-division wound iron core is It was thought that it would change due to the influence of biased magnetization flowing concentrated inside the grain-oriented electrical steel sheet.
In order to improve the accuracy of the specific method of the present disclosure, it is necessary to make the influence of the bias magnetization of the split wound core and the pre-split wound core equal to each other. Therefore, the present researchers quantitatively evaluated the influence of the biased magnetism of the wound iron core when changing the winding thickness (Reference Experiment Example 2).
As shown in FIG. 16, it was found that the influence of the biased magnetization becomes substantially constant when the winding thickness of the wound iron core becomes 14 mm or more regardless of the volume (5 to 75 kVA) of the wound iron core.

以上の結果から、分割後巻鉄心の磁束密度及び偏磁の影響を、分割前巻鉄心と同程度にするためには、分割後巻鉄心の巻厚は１４ｍｍ以上であればよいことがわかる。
本開示の特定方法によれば、巻鉄心を所定巻厚に分割して、分割前巻鉄心のＢＦと、分割後巻鉄心のＢＦとを比較し、分割前巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心を、鉄損劣位部を有する分割巻鉄心であると特定することができる。 From the above results, it can be seen that the winding thickness of the split wound core should be 14 mm or more in order to make the influence of the magnetic flux density and the bias magnetization of the split wound core about the same as before the split wound core.
According to the specific method of the present disclosure, the wound iron core is divided into predetermined winding thicknesses, and the BF of the pre-division wound iron core is compared with the BF of the post-division wound iron core, and the BF value exceeding the BF value of the pre-division wound iron core It can be specified that the split-rolled iron core having the [1] is a split-rolled iron core having an iron loss inferiority part.

また、本研究者らは、１４ｍｍ以上の巻厚となるように分割された分割後巻鉄心のＢＦと、当該分割後巻鉄心が有する双晶の数との間に相関関係があることを見出した。
双晶はその発生率に比例して、巻鉄心の鉄損が劣化することが明らかとなっている（非特許文献１参照）。
そして、双晶は、巻鉄心の製造の際の加工により、主に巻鉄心のコーナー部で発生すると考えられる。 The present inventors also found that there is a correlation between the split BF of the divided wound iron core divided to have a winding thickness of 14 mm or more and the number of twins in the divided wound iron core. The
It has been revealed that the twin loss causes the iron loss of the wound iron core to deteriorate in proportion to the rate of occurrence (see Non-Patent Document 1).
And, it is considered that twins are mainly generated at the corners of the wound core due to the processing at the time of manufacturing the wound core.

従来は、巻鉄心の鉄損劣位の原因調査のために、ＢＦの劣位なコアと、ＢＦの良好なコアとを準備して、各巻鉄心を所定の巻厚に分割し、各巻厚部分での鉄損劣化を比較していき、さらには加工により巻鉄心のコーナー部に発生した双晶を、当該巻鉄心を構成する方向性電磁鋼板１枚１枚について比較評価する必要がある。そのため、巻鉄心の鉄損劣位の原因調査のために、ＢＦが劣位なコアとＢＦが良好なコアの双方を潰す必要があり、手間とコストがかかっていた。
一方、本開示の特定方法によれば、上記手間を省き、ＢＦが劣位なコア１体を所定の巻厚に分割して、各分割巻鉄心のＢＦを評価することで、分割前巻鉄心のＢＦが劣位な箇所（特に加工によりコーナー部に発生した双晶による鉄損劣位部）を簡易的に特定することができる。
また、巻鉄心の鉄損劣位原因を同定するため、巻鉄心の巻厚方向でどの部分の鉄損劣位が激しいかを簡易的に特定し、そこから巻鉄心全体の鉄損劣位の原因を明らかにすることができる。
これにより、巻鉄心の成型・加工法の改善を検討することができ、特性はずれのコアの発生を少なくすることにつなげることができる。
さらに、巻鉄心の鉄損劣位を抑制する対策を早急に実施でき、高性能な巻鉄心製造に寄与することができる。 Conventionally, in order to investigate the cause of iron loss inferiority of wound iron core, the inferior core of BF and the good core of BF are prepared, and each wound iron core is divided into a predetermined winding thickness, and in each winding thickness portion It is necessary to compare iron loss deterioration, and further to compare and evaluate twin crystals generated at the corners of the wound iron core by processing for each of the directional electromagnetic steel plates constituting the wound iron core. Therefore, in order to investigate the cause of the iron loss inferiority of the wound iron core, it is necessary to crush both the inferior BF core and the good BF core, which takes time and cost.
On the other hand, according to the identification method of the present disclosure, the above-mentioned labor is eliminated, and one core inferior in BF is divided into a predetermined winding thickness to evaluate the BF of each divided wound iron core. It is possible to easily identify locations where BF is inferior (in particular, iron loss due to twins generated at corners due to processing).
Also, in order to identify the cause of iron loss in the wound iron core, it is possible to simply identify which part of the iron loss is severe in the winding thickness direction of the wound iron core and clarify the cause of the iron loss in the entire wound iron core Can be
As a result, improvement of the forming and processing method of the wound iron core can be examined, which can lead to the reduction of the occurrence of the core with the characteristic deviation.
Furthermore, it is possible to immediately implement measures to suppress the iron loss inferiority of the wound iron core and contribute to the production of a high-performance wound iron core.

本開示に用いられる巻鉄心は、側面視において略矩形状の巻鉄心本体を備える。当該巻鉄心本体は、方向性電磁鋼板が、板厚方向に積み重ねられ、側面視において略矩形状の積層構造を有する。当該巻鉄心本体を、そのまま巻鉄心として使用してもよいし、必要に応じて巻鉄心を固定するために、結束バンド等、公知の締付具等を備えていてもよい。   The wound iron core used in the present disclosure includes a substantially rectangular wound iron core body in a side view. In the wound core body, the directionality electromagnetic steel sheets are stacked in the thickness direction, and have a substantially rectangular laminated structure in a side view. The wound iron core body may be used as it is as a wound iron core, or may be provided with a known fastening tool or the like, such as a binding band, in order to fix the wound iron core as needed.

一般的に方向性電磁鋼板とは、鋼板中の結晶粒の方位が｛１１０｝＜００１＞方位に高度に集積され、磁化容易軸が長手方向に揃った鋼板をいう。磁化容易軸が長手方向に揃っているため、鉄損が少なく磁性に優れるという特性を有する電磁鋼板をいう。
本開示において方向性電磁鋼板は、少なくとも、母鋼板を有し、必要に応じ、母鋼板表面に被膜を有していてもよい。被膜としては、例えば、グラス被膜などが挙げられる。以下、方向性電磁鋼板の各構成について説明する。 In general, a grain-oriented electrical steel sheet refers to a steel sheet in which the orientation of crystal grains in the steel sheet is highly integrated in the {110} <001> orientation, and the axis of easy magnetization is aligned in the longitudinal direction. Since the easy axis of magnetization is aligned in the longitudinal direction, it refers to an electromagnetic steel sheet having a characteristic of low iron loss and excellent magnetism.
In the present disclosure, the grain-oriented electrical steel sheet at least has a base steel sheet, and may optionally have a coating on the surface of the base steel sheet. As a film, a glass film etc. are mentioned, for example. Hereinafter, each configuration of the grain-oriented electrical steel sheet will be described.

母鋼板は、当該母鋼板中の結晶粒の方位が｛１１０｝＜００１＞方位に高度に集積された鋼板であり、圧延方向に優れた磁気特性を有するものである。
本開示において母鋼板は、特に限定されず、方向性電磁鋼板として公知のものの中から、適宜選択して用いることができる。以下、好ましい母鋼板の一例について説明するが、本開示において母鋼板は以下のものに限定されるものではない。 The base steel plate is a steel plate in which the orientation of crystal grains in the base steel plate is highly accumulated in the {110} <001> orientation, and has excellent magnetic characteristics in the rolling direction.
In the present disclosure, the base steel plate is not particularly limited, and can be appropriately selected and used from among those known as directional electromagnetic steel plates. Hereinafter, although an example of a preferable base steel plate is demonstrated, a base steel plate is not limited to the following in this indication.

母鋼板の化学組成は、特に限定されるものではないが、例えば、質量％で、Ｓｉ：０．８％〜７％、Ｃ：０％よりも高く０．０８５％以下、酸可溶性Ａｌ：０％〜０．０６５％、Ｎ：０％〜０．０１２％、Ｍｎ：０％〜１％、Ｃｒ：０％〜０．３％、Ｃｕ：０％〜０．４％、Ｐ：０％〜０．５％、Ｓｎ：０％〜０．３％、Ｓｂ：０％〜０．３％、Ｎｉ：０％〜１％、Ｓ：０％〜０．０１５％、Ｓｅ：０％〜０．０１５％を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなることが好ましい。上記母鋼板の化学組成は、結晶方位を｛１１０｝＜００１＞方位に集積させたＧｏｓｓ集合組織に制御するために好ましい化学成分である。母鋼板中の元素のうち、ＳｉおよびＣが基本元素であり、酸可溶性Ａｌ、Ｎ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｎｉ、Ｓ、およびＳｅが選択元素である。これらの選択元素は、その目的に応じて含有させればよいので下限値を制限する必要がなく、実質的に含有していなくてもよい。また、これらの選択元素が不可避的不純物として含有されても、本開示の効果は損なわれない。母鋼板は、基本元素および選択元素の残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる。
なお、本開示において、「不可避的不純物」とは、母鋼板を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、または製造環境等から不可避的に混入する元素を意味する。
また、方向性電磁鋼板では二次再結晶時に純化焼鈍を経ることが一般的である。純化焼鈍においてはインヒビター形成元素の系外への排出が起きる。特にＮ、Ｓについては濃度の低下が顕著で、５０ｐｐｍ以下になる。通常の純化焼鈍条件であれば、９ｐｐｍ以下、さらには６ｐｐｍ以下、純化焼鈍を十分に行えば、一般的な分析では検出できない程度（１ｐｐｍ以下）にまで達する。
母鋼板の化学成分は、鋼の一般的な分析方法によって測定すればよい。例えば、母鋼板の化学成分は、ＩＣＰ−ＡＥＳ（Ｉｎｄｕｃｔｉｖｅｌｙ Ｃｏｕｐｌｅｄ Ｐｌａｓｍａ−Ａｔｏｍｉｃ Ｅｍｉｓｓｉｏｎ Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｒｙ）を用いて測定すればよい。具体的には、例えば、被膜除去後の母鋼板の中央の位置から３５ｍｍ角の試験片を取得し、島津製作所製ＩＣＰＳ−８１００等（測定装置）により、予め作成した検量線に基づいた条件で測定することにより特定できる。なお、ＣおよびＳは燃焼−赤外線吸収法を用い、Ｎは不活性ガス融解−熱伝導度法を用いて測定すればよい。
なお、母鋼板の化学成分は、方向性電磁鋼板から後述の方法により後述のグラス被膜およびリンを含有する被膜等を除去した鋼板を母鋼板としてその成分を分析した成分である。 The chemical composition of the base steel sheet is not particularly limited. For example, Si: 0.8% to 7%, C higher than 0% and 0.085% or less, acid-soluble Al: 0 in mass% % To 0.065%, N: 0% to 0.012%, Mn: 0% to 1%, Cr: 0% to 0.3%, Cu: 0% to 0.4%, P: 0% to 0.5%, Sn: 0% to 0.3%, Sb: 0% to 0.3%, Ni: 0% to 1%, S: 0% to 0.015%, Se: 0% to 0.. It is preferable that the composition contains 015% and the balance be Fe and impurities. The chemical composition of the base steel plate is a preferable chemical component in order to control the crystal orientation to a Goss texture in which the crystal orientation is integrated in the {110} <001> orientation. Among the elements in the base steel plate, Si and C are basic elements, and acid-soluble Al, N, Mn, Cr, Cu, P, Sn, Sb, Ni, S, and Se are selection elements. These selective elements may be contained according to the purpose, so there is no need to limit the lower limit value, and they may not be substantially contained. In addition, even if these selected elements are contained as unavoidable impurities, the effects of the present disclosure are not impaired. In the base steel plate, the balance of the basic element and the selective element consists of Fe and unavoidable impurities.
In the present disclosure, the “unavoidable impurities” mean elements that are inevitably mixed from the ore as a raw material, scrap, or the production environment, etc., when the base steel plate is industrially manufactured.
Moreover, it is general to go through purification annealing at the time of secondary recrystallization in a grain-oriented electrical steel sheet. During purification annealing, discharge of the inhibitor forming element out of the system occurs. Particularly in the case of N and S, the concentration drops remarkably, and becomes 50 ppm or less. Under normal purification annealing conditions, 9 ppm or less, and further 6 ppm or less, if purification annealing is sufficiently performed, it reaches a level (1 ppm or less) which can not be detected by general analysis.
The chemical composition of the base steel plate may be measured by a general analysis method of steel. For example, the chemical composition of the base steel sheet may be measured using ICP-AES (Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry). Specifically, for example, a 35 mm square test piece is obtained from the center position of the base steel plate after film removal, and the conditions are based on a calibration curve prepared in advance by an ICPS-8100 manufactured by Shimadzu Corporation (measuring device). It can identify by measuring. C and S may be measured using a combustion-infrared absorption method, and N may be measured using an inert gas melting-thermal conductivity method.
The chemical composition of the base steel plate is a component obtained by analyzing the components of the grain-oriented electrical steel sheet using a steel plate from which a glass coating and a coating containing phosphorus and the like described later are removed by a method described later.

母鋼板の製造方法は、特に限定されず、従来公知の方向性電磁鋼板の製造方法を適宜選択することができる。製造方法の好ましい具体例としては、例えば、Ｃを０．０４〜０．１質量％とし、その他は上記母鋼板の化学組成を有するスラブを１０００℃以上に加熱して熱間圧延を行った後、必要に応じて熱延板焼鈍を行い、次いで、１回又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷延により冷延鋼板とし、当該冷延鋼板を、例えば湿水素−不活性ガス雰囲気中で７００〜９００℃に加熱して脱炭焼鈍し、必要に応じて更に窒化焼鈍し、１０００℃程度で仕上焼鈍する方法などが挙げられる。
本開示において母鋼板の厚みは特に限定されないが、０．１０ｍｍ以上０．５０ｍｍ以下であってもよく、０．１５ｍｍ以上０．４０ｍｍ以下であってもよい。 The method for producing the base steel plate is not particularly limited, and a conventionally known method for producing a grain-oriented electrical steel sheet can be appropriately selected. As a preferable specific example of the manufacturing method, for example, C is set to 0.04 to 0.1% by mass, and others are subjected to hot rolling after heating a slab having the chemical composition of the base steel plate to 1000 ° C. or higher If necessary, hot-rolled sheet annealing is performed, and then, cold-rolled steel sheet is formed by cold-rolling one or two or more times sandwiching intermediate annealing, and the cold-rolled steel sheet is subjected to, for example, 700 in a wet hydrogen-inert gas atmosphere. A method of decarburizing annealing by heating to about 900 ° C., further nitriding annealing if necessary, and finish annealing at about 1000 ° C. may be mentioned.
Although the thickness of the base steel plate is not particularly limited in the present disclosure, it may be 0.10 mm or more and 0.50 mm or less, or may be 0.15 mm or more and 0.40 mm or less.

本開示において方向性電磁鋼板は、本開示の効果を損なわない範囲で表面に被膜を有していてもよい。このような被膜としては、例えば、母鋼板上に形成されるグラス被膜などが挙げられる。グラス被膜としては、例えば、フォルステライト（Ｍｇ２ＳｉＯ４）、スピネル（ＭｇＡｌ２Ｏ４）、及びコーディエライト（Ｍｇ２Ａｌ４Ｓｉ５Ｏ１６）より選択される１種以上の酸化物を有する被膜が挙げられる。 In the present disclosure, the grain-oriented electrical steel sheet may have a film on the surface as long as the effects of the present disclosure are not impaired. As such a film, the glass film etc. which are formed on a base steel plate etc. are mentioned, for example. The glass coating has, for example, at least one oxide selected from forsterite (Mg 2 SiO 4 ), spinel (MgAl 2 O 4 ), and cordierite (Mg 2 Al 4 Si 5 O 16 ). A film is mentioned.

グラス被膜の形成方法は特に限定されず、公知の方法の中から適宜選択することができる。例えば、前記母鋼板の製造方法の具体例において、冷延鋼板にマグネシア（ＭｇＯ）及びアルミナ（Ａｌ２Ｏ３）から選択される１種以上を含有する焼鈍分離剤を塗布した後で、前記仕上焼鈍を行う方法が挙げられる。なお当該焼鈍分離剤は、仕上焼鈍時の鋼板同士のスティッキングを抑制する効果も有している。例えば前記マグネシアを含有する焼鈍分離剤を塗布して仕上焼鈍を行った場合、母鋼板に含まれるシリカと反応して、フォルステライト（Ｍｇ２ＳｉＯ４）を含むグラス被膜が母鋼板表面に形成される。
本開示においてグラス被膜の厚みは特に限定されないが、０．５μｍ以上３μｍ以下であってもよい。 The formation method of a glass film is not specifically limited, It can select suitably from well-known methods. For example, in the specific example of the method for producing the base steel plate, the cold-rolled steel plate is coated with an annealing separator containing at least one selected from magnesia (MgO) and alumina (Al 2 O 3 ), The method of annealing is mentioned. In addition, the said annealing separator has also the effect which suppresses the sticking of steel plates at the time of finish annealing. For example, when the annealing separating agent containing magnesia is applied and finish annealing is performed, it reacts with the silica contained in the base steel plate to form a glass film containing forsterite (Mg 2 SiO 4 ) on the surface of the base steel plate Ru.
In the present disclosure, the thickness of the glass coating is not particularly limited, but may be 0.5 μm or more and 3 μm or less.

本開示において用いられる方向性電磁鋼板の板厚は、特に限定されず、用途等に応じて適宜選択すればよいものであるが、通常０．１５ｍｍ〜０．３５ｍｍの範囲内であり、好ましくは０．１８ｍｍ〜０．２３ｍｍの範囲である。   The thickness of the grain-oriented electrical steel sheet used in the present disclosure is not particularly limited and may be suitably selected in accordance with the application etc., but is usually in the range of 0.15 mm to 0.35 mm, preferably The range is 0.18 mm to 0.23 mm.

以下、本開示に用いられる巻鉄心の形状について説明する。
図１は、巻鉄心の一実施形態を模式的に示す斜視図である。
図２は、図１の実施形態に示される巻鉄心の側面図である。
また、図３及び図４は、巻鉄心の別の一実施形態を模式的に示す側面図である。
なお、本開示において側面視とは、巻鉄心を構成する長尺状の方向性電磁鋼板の幅方向（図１におけるＹ軸方向）に視ることをいい、側面図とは側面視により視認される形状を表した図（図１のＹ軸方向の図）である。 Hereinafter, the shape of the wound core used in the present disclosure will be described.
FIG. 1 is a perspective view schematically showing an embodiment of a wound core.
2 is a side view of the wound core shown in the embodiment of FIG.
3 and 4 are side views schematically showing another embodiment of the wound core.
In the present disclosure, the side view means to look in the width direction (Y-axis direction in FIG. 1) of the long directional electromagnetic steel sheet constituting the wound iron core, and the side view is viewed from the side view. 1 (figure in the Y-axis direction in FIG. 1).

図１及び図２に示すように、巻鉄心本体１０は、長手方向に平面部４とコーナー部３とが交互に連続し、当該各コーナー部３において隣接する２つの平面部４のなす角が９０°である方向性電磁鋼板１が、板厚方向に積み重ねられた部分を含み、側面視において略矩形状の積層構造２を有する。
本開示においては、方向性電磁鋼板１の各コーナー部３は、側面視において、曲線状の形状を有する曲げ加工領域（屈曲部）５を有していても、有していなくてもよいが、コーナー部３が少なくとも一つの曲げ加工領域５を有する場合は、一つのコーナー部３に存在する各曲げ加工領域５の曲げ角度の合計は９０°となる。
図２の実施形態は１つのコーナー部３中に２つの曲げ加工領域５を有する場合である。
図３の実施形態は１つのコーナー部３中に３つの曲げ加工領域５を有する場合である。
また、図４の実施形態は、１つのコーナー部３が１つの曲げ加工領域５により形成されている場合である。 As shown in FIGS. 1 and 2, in the wound core body 10, the flat portions 4 and the corner portions 3 are alternately continued in the longitudinal direction, and the angles formed by the two flat portions 4 adjacent to each other in the respective corner portions 3 are The grain-oriented electrical steel sheet 1 which is 90 ° includes a portion stacked in the thickness direction and has a substantially rectangular laminated structure 2 in a side view.
In the present disclosure, each corner portion 3 of the grain-oriented electrical steel sheet 1 may or may not have a bending region (bent portion) 5 having a curved shape in a side view. When the corner portion 3 has at least one bending region 5, the total bending angle of each bending region 5 present in one corner portion 3 is 90 °.
The embodiment of FIG. 2 is the case where there are two bending areas 5 in one corner 3.
The embodiment of FIG. 3 is the case where there are three bending areas 5 in one corner 3.
In the embodiment of FIG. 4, one corner 3 is formed by one bending area 5.

図５〜図７は、それぞれ図２〜図４の実施形態におけるコーナー部付近を拡大した側面図である。
図５及び図６の例に示されるように、１つのコーナー部に２つ以上の曲げ加工領域を有する場合には、方向性電磁鋼板の第１の平面部を表す直線状の部分に第１の曲げ加工領域（曲線部分）が連続し、その先には直線部分、第２の曲げ加工領域（曲線部分）、別の直線部分というように、曲げ加工領域（曲線部分）と直線部分が交互に連続し、当該コーナー部における最後の曲げ加工領域（曲線部分）に至り、その先に、コーナー部を介して前記第１の平面部に隣接する、方向性電磁鋼板の第２の平面部が連続してなる形状を有する。 FIGS. 5-7 is the side view which expanded the corner part vicinity in embodiment of FIGS. 2-4, respectively.
As shown in the examples of FIGS. 5 and 6, in the case of having two or more bending areas in one corner portion, the first linear portion representing the first flat portion of the grain-oriented electrical steel sheet is The bending area (curved area) is continuous, and the bending area (curved area) and the linear area alternate, such as the straight area, the second bending area (curved area), and another linear area. And a second flat surface portion of the grain-oriented electrical steel sheet adjacent to the first flat surface portion via the corner portion, leading to the last bending region (curved portion) in the corner portion. It has a continuous shape.

図５の例では線分Ａ−Ａ’から線分Ｂ−Ｂ’までの領域をコーナー部３とする。点Ａは、巻鉄心１０の最も内側に配置された方向性電磁鋼板１ａの曲げ加工領域５ａにおける平面部４ａ側の端点であり、点Ａ’は、点Ａを通り方向性電磁鋼板１ａの板面に垂直方向の直線と、巻鉄心本体１０の最も外側の面との交点である。同様に点Ｂは、巻鉄心１０の最も内側に配置された方向性電磁鋼板１ａの曲げ加工領域５ｂにおける平面部４ｂ側の端点であり、点Ｂ’は、点Ｂを通り方向性電磁鋼板１ａの板面に垂直方向の直線と、巻鉄心本体１０の最も外側の面との交点である。図５において当該コーナー部３を介して隣接する２つの平面部４ａと４ｂのなす角はθであり、本開示において当該θは９０°である。曲げ加工領域の曲げ角度φについては後述するが、図５においてφ１＋φ２は９０°となる。   In the example of FIG. 5, the area from the line segment A-A ′ to the line segment B-B ′ is a corner portion 3. The point A is an end point on the side of the flat portion 4a in the bending area 5a of the grain-oriented electrical steel sheet 1a disposed at the innermost side of the wound core 10, and the point A 'passes through the point A and is a plate of the grain-oriented electrical steel sheet 1a It is an intersection point of a straight line in the direction perpendicular to the surface and the outermost surface of the wound core body 10. Similarly, the point B is an end point on the flat portion 4b side in the bending area 5b of the grain-oriented electrical steel sheet 1a disposed at the innermost side of the wound core 10, and the point B 'passes through the point B and the grain-oriented electrical steel sheet 1a The point of intersection between the straight line in the direction perpendicular to the plate surface and the outermost surface of the wound core body 10. In FIG. 5, an angle formed by two flat portions 4a and 4b adjacent to each other via the corner portion 3 is θ, and in the present disclosure, the θ is 90 °. The bending angle φ of the bending area will be described later, but in FIG. 5, φ1 + φ2 is 90 °.

次に、コーナー部３中に曲げ加工領域５を３つ以上有する例について説明する。
図６は、図３の実施形態におけるコーナー部付近の拡大図である。
図６においても図５と同様に線分Ａ−Ａ’から線分Ｂ−Ｂ’までの領域をコーナー部３とする。図６において、点Ａは平面部４ａに最も近い曲げ加工領域５ａの平面部４ａ側の端点であり、点Ｂは平面部４ｂに最も近い曲げ加工領域５ｂの平面部４ｂ側の端点である。曲げ加工領域が３つ以上ある場合、各曲げ加工領域間には直線部分が存在する。いずれの平坦部が平面部４を構成するかについては、コーナー部を介して隣接する２つの平面部のなす角θが９０°であることを考慮して決定すればよく、これにより平面部４に隣接する曲げ加工領域５が決定される。なお図６の例では、φ１＋φ２＋φ３が９０°となり、一般にコーナー部内にｎ個の曲げ加工領域を有する場合、φ１＋φ２＋・・・＋φｎは９０°となる。 Next, an example in which three or more bending regions 5 are provided in the corner portion 3 will be described.
6 is an enlarged view of the vicinity of the corner portion in the embodiment of FIG.
In FIG. 6 as well as in FIG. 5, the area from the line segment AA ′ to the line segment BB ′ is a corner portion 3. In FIG. 6, a point A is an end point of the bending area 5a closest to the plane part 4a on the side of the plane part 4a, and a point B is an end point of the bending area 5b closest to the plane part 4b on the side of the plane part 4b. When there are three or more bending regions, straight portions exist between the bending regions. Which flat portion constitutes the flat portion 4 may be determined in consideration of the fact that the angle θ between two flat portions adjacent to each other through the corner portion is 90 °. The bending area 5 adjacent to is determined. In the example of FIG. 6, when φ1 + φ2 + φ3 is 90 °, and in general, there are n bending regions in the corner portion, φ1 + φ2 +... + Φn is 90 °.

次に、コーナー部３中の曲げ加工領域５が１つの場合について説明する。
図７は、図４の実施形態におけるコーナー部付近の拡大図である。
図７においても図５及び図６と同様に線分Ａ−Ａ’から線分Ｂ−Ｂ’までの領域をコーナー部３とする。図７において点Ａは曲げ加工領域５の平面部４ａ側の端点であり、点Ｂは曲げ加工領域５の平面部４ｂ側端点となる。また図７の例では、φ１は９０°である。 Next, the case where the bending area 5 in the corner portion 3 is one will be described.
FIG. 7 is an enlarged view of the vicinity of a corner in the embodiment of FIG.
Also in FIG. 7, the area from the line segment AA ′ to the line segment BB ′ is taken as the corner portion 3 as in FIGS. 5 and 6. In FIG. 7, a point A is an end point on the side of the flat portion 4 a of the bending area 5, and a point B is an end point on the side of the flat portion 4 b of the bending area 5. Further, in the example of FIG. 7, φ1 is 90 °.

本開示においては、前述するコーナー部の角度θが９０°である場合、φは９０°以下であってもよい。加工時の変形による歪み発生を抑制して鉄損を抑える点からは、φは６０°以下であってもよく、４５°以下であってもよい。
１つのコーナー部に２つの曲げ加工領域を有する図５の実施形態では、鉄損低減の点から、例えば、φ１＝６０°且つφ２＝３０°とすることや、φ１＝４５°且つφ２＝４５°等とすることができ、生産効率の点からは折り曲げ角度が等しいことが好ましいため、φ１＝４５°且つφ２＝４５°としてもよい。
また、１つのコーナー部に３つの曲げ加工領域を有する図６の実施形態では、鉄損低減の点から、例えばφ１＝３０°、φ２＝３０°且つφ３＝３０°等とすることができる。 In the present disclosure, when the angle θ of the corner portion described above is 90 °, φ may be 90 ° or less. The value of φ may be 60 ° or less or 45 ° or less from the viewpoint of suppressing the occurrence of strain due to deformation during processing to suppress iron loss.
In the embodiment of FIG. 5 having two bending areas at one corner, for example, φ1 = 60 ° and φ2 = 30 ° or φ1 = 45 ° and φ2 = 45 from the viewpoint of iron loss reduction. Since it is preferable that the bending angle be equal from the viewpoint of production efficiency, it may be φ1 = 45 ° and φ2 = 45 °.
Further, in the embodiment of FIG. 6 having three bending areas at one corner portion, for example, φ1 = 30 °, φ2 = 30 ° and φ3 = 30 ° can be set from the viewpoint of iron loss reduction.

図８は１周回中に接合部が１か所且つ曲げ加工領域を有する巻鉄心の材料として用いられる方向性電磁鋼板の一例を模式的に示す図である。
図９は１周回中に接合部が２か所且つ曲げ加工領域を有する巻鉄心の材料として用いられる方向性電磁鋼板の一例を模式的に示す図である。
図８及び図９の例に示されるように、１周回中に接合部が１か所以上且つ曲げ加工領域を有する巻鉄心に用いることができる方向性電磁鋼板は、折り曲げ加工されたものであって、前記巻鉄心のコーナー部に対応する１つまたは２つ以上の曲げ加工領域５から構成されるコーナー部３と、平面部４を有し、１周回中に１つ以上の接合部６を介して略矩形の環を形成してもよい。
図８の例に示されるように、１つの接合部６を介して１枚の方向性電磁鋼板が巻鉄心本体の１層分を構成するものであってもよく、図９の例に示されるように１枚の方向性電磁鋼板が巻鉄心の約半周分を構成し、２つの接合部６を介して２枚の方向性電磁鋼板が巻鉄心本体の１層分を構成するものであってもよい。
また巻鉄心の材料として用いられる方向性電磁鋼板の別の例としては、２枚の方向性電磁鋼板が巻鉄心本体の１層分を構成する場合、略矩形の３辺に相当する曲げ加工体と、残りの１辺に相当する真直ぐな（側面視が直線状の）鋼板を組み合わせて略矩形状の環を形成してもよい。このように、２枚以上の方向性電磁鋼板が巻鉄心本体の１層分を構成する場合、鋼板の曲げ加工体と、真直ぐな（側面視が直線状の）鋼板とを組み合わせてもよい。
いずれの場合も巻鉄心製造時に隣接する２層間に隙間が生じないようにするため、隣接する２層の方向性電磁鋼板において、内側に配置される方向性電磁鋼板の平面部４の外周長と、外側に配置される方向性電磁鋼板の平面部４の内周長が等しくなるように鋼板の長さ及び曲げ加工領域の位置を調整する。 FIG. 8 is a view schematically showing an example of a grain-oriented electrical steel sheet used as a material of a wound iron core having one joint portion and a bending region during one turn.
FIG. 9 is a view schematically showing an example of a grain-oriented electrical steel sheet used as a material of a wound core having two joints in one turn and a bending region.
As shown in the examples of FIGS. 8 and 9, the grain-oriented electrical steel sheet which can be used for a wound core having one or more joints and a bending area during one turn is a bending process. A corner portion 3 composed of one or more bending regions 5 corresponding to the corner portion of the wound iron core, and a flat portion 4, and one or more joint portions 6 in one turn. You may form a substantially rectangular ring via.
As shown in the example of FIG. 8, one directional electromagnetic steel sheet may constitute one layer of the wound core body through one joint portion 6, and is shown in the example of FIG. Thus, one directional magnetic steel sheet constitutes about half a turn of the wound iron core, and two directional magnetic steel sheets constitute one layer of the wound iron core body through the two joint portions 6 It is also good.
In addition, as another example of the directional electromagnetic steel sheet used as the material of the wound core, when two directional electromagnetic steel sheets constitute one layer of the wound iron core body, a bent body corresponding to three sides of a substantially rectangular shape And a straight (straight-sided side view) steel plate corresponding to the other one side may be combined to form a substantially rectangular ring. As described above, when two or more directional electromagnetic steel plates constitute one layer of the wound core body, a bent body of the steel plate may be combined with a straight (straight-sided side view) steel plate.
In any case, in order to prevent a gap from being generated between the two adjacent layers at the time of manufacturing the wound core, the outer peripheral length of the plane portion 4 of the directional electromagnetic steel sheet disposed inside in the adjacent two layers of directional electromagnetic steel sheets The length of the steel plate and the position of the bending area are adjusted so that the inner circumferential length of the flat portion 4 of the grain oriented electromagnetic steel plate disposed outside is equal.

図１０を参照しながら、曲げ加工領域５について更に詳細に説明する。
図１０は、方向性電磁鋼板のコーナー部の曲げ加工領域の一例を模式的に示す図である。
曲げ加工領域の曲げ角度とは、方向性電磁鋼板の曲げ加工領域において、折り曲げ方向の後方側の直線部と前方側の直線部の間に生じた角度差を意味し、曲げ加工領域において、方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂに含まれる曲線部分の両側（点Ｆ及び点Ｇ）それぞれに隣接する直線部分を延長して得られる２つの仮想線Ｌｂ−ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ１、Ｌｂ−ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ２がなす角の補角の角度φとして表される。
各曲げ加工領域の曲げ角度φは、９０°以下であり、かつ、一つのコーナー部に存在する全ての曲げ加工領域の曲げ角度φの合計は９０°である。 The bending area 5 will be described in more detail with reference to FIG.
FIG. 10: is a figure which shows typically an example of the bending process area | region of the corner part of a directionality electromagnetic steel plate.
The bending angle of the bending area means an angle difference generated between the straight part on the rear side and the straight part on the front side in the bending direction of the grain-oriented electrical steel sheet, and the direction in the bending area Of the two virtual lines Lb-elongation1 and Lb-elongation2 obtained by extending straight portions adjacent to both sides (point F and point G) of the curved portion included in the line Lb representing the outer surface of the sheet It is expressed as a complementary angle φ.
The bending angle φ of each bending area is 90 ° or less, and the sum of the bending angles φ of all bending areas present in one corner is 90 °.

本開示において曲げ加工領域とは、図１０に示す方向性電磁鋼板の側面視において、方向性電磁鋼板の内面を表す線Ｌａ上の点Ｄ及び点Ｅ、並びに、方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂ上の点Ｆ及び点Ｇを下記のとおり定義したときに、方向性電磁鋼板の内面を表す線Ｌａ上で点Ｄと点Ｅとで区切られた曲線、方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂ上で点Ｆと点Ｇとで区切られた曲線、前記点Ｆと前記点Ｅを結ぶ直線、及び、前記点Ｄと前記点Ｇを結ぶ直線により囲まれる領域を示す。   In the present disclosure, the bending region represents the points D and E on the line La representing the inner surface of the grain-oriented electrical steel sheet and the outer surface of the grain-oriented magnetic steel sheet in a side view of the grain-oriented electrical steel sheet shown in FIG. When a point F and a point G on the line Lb are defined as follows, a curve divided by the point D and a point E on the line La representing the inner surface of the grain-oriented electrical steel sheet represents the outer surface of the grain-oriented electromagnetic steel sheet An area surrounded by a curve divided by points F and G on the line Lb, a straight line connecting the points F and E, and a straight line connecting the points D and G is shown.

ここで、点Ｄ、点Ｅ、点Ｆ及び点Ｇは次のように定義する。
側面視において、方向性電磁鋼板の内面を表す線Ｌａに含まれる曲線部分における曲率半径の中心点Ａと、方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂに含まれる曲線部分の両側それぞれに隣接する直線部分を延長して得られる前記２つの仮想線Ｌｂ−ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ１、Ｌｂ−ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ２の交点Ｂとを結んだ直線ＡＢが、方向性電磁鋼板の外面を表す線と交わる点をＨとし、方向性電磁鋼板の内面を表す線と交わる点を原点Ｃとし、
当該原点Ｃから方向性電磁鋼板の内面を表す線Ｌａに沿って、一方の方向に曲線部分の距離ｍ／２だけ離れた点を点Ｄとし、
当該原点Ｃから方向性電磁鋼板の内面を表す線Ｌａに沿って、他の方向に曲線部分の距離ｍ／２だけ離れた点を点Ｅとし、
方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂに含まれる前記直線部分のうち、前記点Ｄに対向する直線部分と、当該点Ｄに対向する直線部分に対し垂直に引かれ且つ前記点Ｄを通過する仮想線との交点を点Ｇとし、
方向性電磁鋼板の外面を表す線Ｌｂに含まれる前記直線部分のうち、前記点Ｅに対向する直線部分と、当該点Ｅに対向する直線部分に対し垂直に引かれ且つ前記点Ｅを通過する仮想線との交点を点Ｆとする。
また、図１０において、点Ｄから点Ｅまでの曲線部分の距離ｍは、下記式（Ａ）により算出される。
式（Ａ）： ｍ ＝ ｒ ×∠ＥＡＤ
［式（Ａ）中、ｍは、点Ｃから点Ｄまでの曲線部分の距離ｍ／２と点Ｃから点Ｅまでの曲線部分の距離ｍ／２の総距離、すなわち、点Ｄから点Ｅまでの曲線部分の距離ｍを表す。ｒは中心点Ａから点Ｃまでの距離（曲率半径）を表す。∠ＥＡＤは、線分ＥＡと線分ＤＡとのなす角φを示し、例えば、φ＝４５°のときは、π／４である。］ Here, point D, point E, point F and point G are defined as follows.
In a side view, a straight line adjacent to both the center point A of the radius of curvature in the curved portion included in the line La representing the inner surface of the grain oriented electromagnetic steel plate and the curved portion included in the line Lb representing the outer surface of the grain oriented electromagnetic steel plate A straight line AB connecting the two imaginary lines Lb-elongation 1 and Lb-elongation 2 obtained by extending the portion intersects with a line representing the outer surface of the grain-oriented electrical steel sheet as H, Let the origin C be the point that intersects the line representing the inner surface of
A point D which is separated from the origin C by a distance m / 2 of a curved portion in one direction along a line La representing the inner surface of the grain-oriented electrical steel sheet is taken as a point D.
A point E separated from the origin C by a distance m / 2 of a curved portion in another direction along a line La representing the inner surface of the grain-oriented electrical steel sheet is taken as a point E.
Of the straight portions included in the line Lb representing the outer surface of the grain-oriented electrical steel sheet, the straight portion facing the point D and the straight portion facing the point D are drawn perpendicular to and pass through the point D Let the point of intersection with the virtual line be point G,
Of the straight portions included in the line Lb representing the outer surface of the grain-oriented electrical steel sheet, the straight portion facing the point E and the straight portion facing the point E are drawn perpendicular to and pass through the point E Let the point of intersection with the virtual line be a point F.
Further, in FIG. 10, the distance m of the curve portion from the point D to the point E is calculated by the following equation (A).
Formula (A): m = r × ∠ EAD
[In the formula (A), m is a total distance of the distance m / 2 of the curved portion from the point C to the point D and the distance m / 2 of the curved portion from the point C to the point E, ie, from the point D to the point E Represents the distance m of the curve part up to r represents the distance from the central point A to the point C (curvature radius). ∠ EAD indicates an angle φ formed by the line segment EA and the line segment DA, and is, for example, π / 4 when φ = 45 °. ]

また、ｒは点Ｃ付近の曲線を円弧とみなした場合の曲率半径を示すものである。曲率半径ｒが小さいほど曲げ加工領域の曲線部分の曲がりは急であり、曲率半径ｒが大きいほど曲げ加工領域の曲線部分の曲がりは緩やかになる。   Also, r indicates the radius of curvature when the curve near point C is regarded as an arc. The smaller the radius of curvature r is, the sharper the curve in the curved area is bent, and the larger the radius of curvature r, the smaller the curve in the curved area is.

巻鉄心は、従来公知の方法で作成することができる。
巻鉄心の製造方法のひとつとして、例えば、トランココアの製造方法としては、方向性電磁鋼板を筒状に巻き取った後、コーナー部をプレスし、略矩形に形成した後、焼鈍することにより、歪取りと形状保持を行い、その後接合部を形成して巻鉄心とする方法が挙げられる。この製法の場合、巻鉄心の寸法に応じてコーナー部の曲率半径は異なるが、当該曲率半径は概ね４ｍｍ以上の比較的大きい緩やかな曲面となっている。 A wound core can be produced by a conventionally known method.
As one of the manufacturing methods of a wound core, for example, as a manufacturing method of ton cocoa, after winding a grain-oriented electrical steel sheet in a cylindrical shape, pressing a corner portion to form a substantially rectangular shape, annealing is performed by There is a method in which strain removal and shape retention are performed, and then a joint is formed to form a wound core. In the case of this manufacturing method, the radius of curvature of the corner portion is different depending on the size of the wound iron core, but the radius of curvature is a relatively large gentle curved surface of about 4 mm or more.

巻鉄心の別の製造方法として、例えば、ユニコア、デュオコア等の製造方法として、方向性電磁鋼板の巻鉄心のコーナー部となる部分を予め曲げ加工し、当該曲げ加工された方向性電磁鋼板を重ね合わせることにより、方向性電磁鋼板を積層して巻鉄心とする方法が挙げられる。
当該製造方法によれば、上記プレス工程が不要であり、また、方向性電磁鋼板を折り曲げているため形状が保持され、上記焼鈍工程による形状保持が必須の工程とはならないため、製造が容易である。なお、本開示においては、曲げ加工領域の歪みによる鉄損劣化の影響を抑制し、本開示の特定方法の精度を向上させる観点から、焼鈍工程を行なってもよい。この製法では、方向性電磁鋼板を曲げ加工するため、当該加工部分には曲率半径が１ｍｍ〜３ｍｍ程度の比較的小さな曲げ加工領域が形成される。 As another manufacturing method of a wound core, for example, as a manufacturing method of a uni-core, duo-core, etc., the part used as the corner part of the wound iron core of a directionality electromagnetic steel sheet is bent in advance, By combining them, there is a method of laminating directional magnetic steel sheets to make a wound core.
According to the manufacturing method, the pressing step is unnecessary, and since the directional electromagnetic steel sheet is bent, the shape is maintained, and since the shape maintaining in the annealing step is not an essential step, the manufacturing is easy. is there. In the present disclosure, the annealing step may be performed from the viewpoint of suppressing the influence of iron loss deterioration due to the distortion of the bending region and improving the accuracy of the specific method of the present disclosure. In this manufacturing method, a relatively small bending area of about 1 mm to 3 mm in radius of curvature is formed in the processed portion in order to bend the grain-oriented electrical steel sheet.

以下巻鉄心の作成方法の一例について、接合部を１か所以上且つ曲げ加工領域を１か所以上有する巻鉄心の場合について説明する。
まず、方向性電磁鋼板を準備する。方向性電磁鋼板は製造してもよく、市販品を入手してもよい。方向性電磁鋼板の製造方法や化学組成については前述したとおりであるため、ここでの説明は省略する。
次に、必要に応じて上記方向性電磁鋼板を所望の長さに切断した後、前記方向性電磁鋼板上に予め割り当てた各コーナー部形成領域に少なくとも一か所を曲げ加工することにより、前記方向性電磁鋼板を、平面部とコーナー部とが交互に連続し、当該各コーナー部において隣接する２つの平面部のなす角が９０°である曲げ加工体を成形する。
曲げ加工の方法について図を参照して説明する。
図１１は、巻鉄心の製造方法における曲げ加工方法の一例を示す模式図である。
加工機の構成は特に限定されるものではないが、例えば、図１１に示されるように、通常、プレス加工のためのダイスとパンチとを有し、更に方向性電磁鋼板を固定するガイドなどを有している。方向性電磁鋼板（図１１においては単に電磁鋼板と称している）は、搬送方向に搬送され、予め設定された位置で固定される。次いでパンチで予め設定されたクリアランス（ｃ）およびストローク（ｓ）を調整することにより、折れ曲がり角度φの曲げ加工領域を有する曲げ加工体が得られる。
曲げ加工領域の曲率半径ｒは、通常、ダイスとパンチ間の距離（ｃ）、ダイスの形状（ｒｄ）、パンチの形状（ｒｐ）を変更することにより調整することができる。
上記曲げ加工後、曲げ加工領域の歪みによる鉄損劣化の影響を抑制し、本開示の特定方法の精度を向上させる観点から、曲げ加工領域の歪みを焼鈍により除去してもよい。
次いで、前記曲げ加工体である方向性電磁鋼板を、コーナー部同士を位置合わせし、板厚方向に重ねあわせて積層し、側面視において略矩形状の積層体を形成することにより、巻鉄心を得ることができる。得られた巻鉄心は、更に必要に応じて結束バンド等公知の結束バンド等、公知の締付具を用いて固定してもよい。 Hereinafter, as an example of a method of producing a wound core, a case of a wound core having one or more joints and one or more bending regions will be described.
First, prepare a grain-oriented electrical steel sheet. The grain-oriented electrical steel sheet may be manufactured or may be obtained commercially. The manufacturing method and the chemical composition of the grain-oriented electrical steel sheet are as described above, and thus the description thereof is omitted.
Next, the directional magnetic steel sheet is cut into a desired length as required, and then at least one place is bent in each corner portion forming area previously allocated on the directional magnetic steel sheet. A flat electromagnetic steel sheet is formed into a bent body in which flat portions and corner portions are alternately continued, and in each of the corner portions, an angle formed by two adjacent flat portions is 90 °.
The method of bending will be described with reference to the drawings.
FIG. 11 is a schematic view showing an example of a bending method in the method of manufacturing a wound core.
Although the configuration of the processing machine is not particularly limited, for example, as shown in FIG. 11, a guide or the like usually having a die and a punch for press processing, and further fixing a directional electromagnetic steel sheet, etc. Have. The grain-oriented electrical steel sheet (simply referred to as a magnetic steel sheet in FIG. 11) is conveyed in the conveying direction and fixed at a preset position. Next, by adjusting the preset clearance (c) and stroke (s) with a punch, a bent body having a bending area with a bending angle φ is obtained.
The radius of curvature r of the bending area can usually be adjusted by changing the distance between the die and the punch (c), the shape of the die (r d ), and the shape of the punch (r p ).
After the bending, the distortion of the bending area may be removed by annealing from the viewpoint of suppressing the influence of iron loss deterioration due to the distortion of the bending area and improving the accuracy of the identification method of the present disclosure.
Next, the grained electromagnetic steel sheets, which are the above-mentioned bent body, are aligned in the corner portions, stacked in the thickness direction and stacked, and a substantially rectangular laminated body is formed in a side view, You can get it. The obtained wound core may be further fixed using a known fastener such as a known binding band or the like, if necessary.

本開示の巻鉄心の鉄損劣位部特定方法は、少なくとも（１）巻鉄心分割工程、（２）ＢＦ算出工程、（３）鉄損劣位部特定工程を有する。
以下、各工程について順に説明する。 The iron loss inferiority identification method of a wound iron core of the present disclosure includes at least (1) a wound iron core division process, (2) a BF calculation process, and (3) an iron loss inferiority specification process.
Hereinafter, each process will be described in order.

（１）巻鉄心分割工程
巻鉄心分割工程は、前記巻鉄心を、巻厚が１４ｍｍ以上である一群の分割巻鉄心となるように分割する工程である。 (1) Winding Core Splitting Step The winding core splitting step is a step of splitting the winding iron core into a group of divided winding cores having a winding thickness of 14 mm or more.

巻鉄心を分割する方法は、特に限定されず、例えば、巻鉄心の接合部から所定巻厚分の方向性電磁鋼板を巻鉄心の外周側又は内周側から順に抜き取ることにより分割することができる。そして、抜き取った所定巻厚分の方向性電磁鋼板を再度接合することにより、分割巻鉄心を作製することができる。   The method of dividing the wound core is not particularly limited. For example, division can be performed by sequentially extracting the electromagnetic steel sheet of a predetermined winding thickness from the joint portion of the wound core from the outer peripheral side or the inner peripheral side of the wound core. . Then, by rejoining the direction-oriented electrical steel sheet of the extracted predetermined winding thickness, a separately wound core can be manufactured.

分割巻鉄心の巻厚は、１４ｍｍ以上であれば上限値は特に限定されないが、３５ｍｍ以下であってもよく、本開示の特定方法の精度を向上させ、鉄損劣位部の特定を容易にする観点から、２７ｍｍ以下であってもよく、２４ｍｍ以下であってもよく、２０ｍｍ以下であってもよい。
一群の分割巻鉄心の巻厚は１４ｍｍ以上であれば、各分割巻鉄心の巻厚は互いに同じであっても、異なっていてもよい。
なお、分割する前の巻鉄心の巻厚は、少なくとも２８ｍｍ以上であり、上限値は特に限定されないが、取り扱いが容易な観点から、４０〜１２０ｍｍであってもよい。 The upper limit value is not particularly limited as long as the winding thickness of the separately wound core is 14 mm or more, but may be 35 mm or less, which improves the accuracy of the identification method of the present disclosure and facilitates identification of iron loss inferiority From the viewpoint, it may be 27 mm or less, 24 mm or less, or 20 mm or less.
If the winding thickness of the group of split wound iron cores is 14 mm or more, the winding thickness of each split wound iron core may be the same as or different from each other.
In addition, although the winding thickness of the winding iron core before dividing | segmenting is at least 28 mm or more and an upper limit is not specifically limited, 40-120 mm may be sufficient from a viewpoint of easy handling.

（２）ＢＦ算出工程
ＢＦ算出工程は、各分割巻鉄心の鉄損劣化（巻鉄心鉄損（Ｗ／ｋｇ）／素材鉄損（Ｗ／ｋｇ））の指標として用いるビルディングファクタ（ＢＦ）を算出する工程である。 (2) BF calculation process BF calculation process calculates the building factor (BF) used as an index of iron loss deterioration (rolled iron core iron loss (W / kg) / raw material iron loss (W / kg)) of each split wound iron core Process.

巻鉄心鉄損は、従来公知の方法で求めることができ、例えば、励磁電流法によって求めることができる。
素材鉄損は、従来公知の方法で求めることができ、例えば、方向性電磁鋼板の単板を採取して、Ｈコイル法により求めることができる。
そして、巻鉄心鉄損を素材鉄損で除することにより、巻鉄心のＢＦを算出することができる。 The wound iron core core loss can be determined by a conventionally known method, for example, can be determined by the excitation current method.
The core loss of the material can be determined by a conventionally known method, and for example, a single plate of a grain-oriented electrical steel sheet can be collected and determined by the H coil method.
Then, the BF of the wound iron core can be calculated by dividing the wound iron core iron loss by the material iron loss.

（３）鉄損劣位部特定工程
鉄損劣位部特定工程は、予め算出しておいた前記巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する前記分割巻鉄心を、前記鉄損劣位部を有する分割巻鉄心であると特定する工程である。 (3) Iron loss inferior part specifying step The iron loss inferior part specifying step is a divided winding having the BF value exceeding the BF value of the wound iron core calculated in advance, and the divided winding having the iron loss inferior part It is a process to identify as an iron core.

本開示において鉄損劣位部とは、素材である方向性電磁鋼板の二次再結晶不良部位、巻鉄心の歪部位、巻鉄心の双晶発生部位等が挙げられ、いずれも巻鉄心の鉄損劣位となる部位である。
本開示によれば、少なくとも分割巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上であれば、ＢＦが良好な比較用コアを評価することなく、ＢＦ劣位のコアの分割巻鉄心のＢＦのみを算出することで、当該ＢＦ劣位のコアの鉄損劣位部（特に双晶発生部位）を特定することができる。 In the present disclosure, the iron loss inferior part includes the secondary recrystallization defect part of the grain-oriented electrical steel sheet which is the material, the strained part of the wound iron core, the twin crystal generation part of the wound iron core, etc. It is a part which becomes inferiority.
According to the present disclosure, if the winding thickness of at least the split wound iron core is 14 mm or more, only the split wound iron core of the BF inferior core is calculated without evaluating the comparative core with good BF, The iron loss subordination part (especially twin generation site) of the BF subordination core can be specified.

本開示は、上記実施形態に限定されるものではない。上記実施形態は例示であり、本開示の特許請求の範囲に記載された技術的思想と実質的に同一な構成を有し、同様な作用効果を奏するものは、いかなるものであっても本開示の技術的範囲に包含される。   The present disclosure is not limited to the above embodiment. The above-described embodiment is an exemplification, and the present disclosure will have any configuration substantially the same as the technical idea described in the claims of the present disclosure and having the same function and effect. It is included in the technical scope of

（実施例１〜３、比較例１）
［素材鋼板］
素材の方向性電磁鋼板は２３ＺＤＭＨ８５材（板厚：０．２３ｍｍ、鉄損Ｗ１７／５０（Ｗ／ｋｇ）：０．８５≦）を使用した。
素材鉄損は、単板（Ｗ１００ｍｍ×Ｌ５００ｍｍ）を採取して、Ｈコイル法により評価した。
素材鉄損Ｗ１７／５０は、０．７８（Ｗ／ｋｇ）であった。なお、Ｗ１７／５０は、１．７Ｔ／５０Ｈｚのときの鉄損値である。 (Examples 1 to 3, Comparative Example 1)
[Material steel plate]
The grain-oriented electrical steel sheet made of 23ZDMH 85 (plate thickness: 0.23 mm, iron loss W17 / 50 (W / kg): 0.85 ≦) was used.
The core loss of the raw material was sampled by using a single plate (W100 mm × L 500 mm) and evaluated by the H coil method.
The core loss W17 / 50 of the material was 0.78 (W / kg). W17 / 50 is the iron loss value at 1.7 T / 50 Hz.

［巻鉄心］
上記素材鋼板を用いて、巻鉄心（コア）Ａ〜Ｃを作製した。
そして、巻鉄心Ａ〜Ｃの巻鉄心鉄損をＪＩＳ ２５５０−１に記載されている励磁電流法により評価した。
そして、巻鉄心Ａ〜ＣのＢＦを算出した。結果を表１に示す。
表１に示すように、コアＡは、ＢＦが１未満でありＢＦが良好である。一方、コアＢ、及びコアＣは、ＢＦが１を超えているため、ＢＦが良好ではない。 [Winding iron core]
Winding core (core) AC was produced using the said raw material steel plate.
And the winding iron core iron loss of winding iron core AC was evaluated by the excitation current method described in JIS 2550-1.
And BF of wound iron core AC was computed. The results are shown in Table 1.
As shown in Table 1, the core A has a BF less than 1 and a good BF. On the other hand, since core B and core C have BF exceeding 1, BF is not good.

［ＢＦ評価］
実施例１〜３、比較例１では、上記で得られたコアＡ〜Ｃをそれぞれ用いて、コアＡ〜Ｃの鉄損劣位部の特定をした。
具体的には、実施例１〜３、比較例１それぞれでコアＡ〜Ｃを準備し、当該各コアＡ〜Ｃを巻厚８ｍｍ以上（比較例１）、１４ｍｍ以上（実施例１）、２０ｍｍ以上（実施例２）、２４ｍｍ以上（実施例３）となるように分割し、各コアＡ〜Ｃそれぞれについて一群の分割巻鉄心を作製した。
なお、実施例１では、巻厚が１４ｍｍ未満となる分割巻鉄心ができないように分割巻鉄心の巻厚を調整した。実施例２では、巻厚が２０ｍｍ未満となる分割巻鉄心ができないように分割巻鉄心の巻厚を調整した。実施例３では、巻厚が２４ｍｍ未満となる分割巻鉄心ができないように分割巻鉄心の巻厚を調整した。比較例１では、巻厚が８ｍｍ未満となる分割巻鉄心ができないように分割巻鉄心の巻厚を調整した。
そして一群の分割巻鉄心の鉄損（Ｗ／ｋｇ）をＪＩＳ ２５５０−１に記載されている励磁電流法により測定した。
その後、素材鉄損値と各分割巻鉄心の鉄損値から各分割巻鉄心のＢＦを評価した。
ＢＦ算出結果を表２（比較例１）、表３（実施例１）、表４（実施例２）、表５（実施例３）に示す。
表２〜５に示すように、一群の分割巻鉄心の内、分割前の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心が存在することがわかる。 [BF evaluation]
In Examples 1 to 3 and Comparative Example 1, the core loss inferior portions of the cores A to C were specified using the cores A to C obtained above.
Specifically, cores A to C are prepared in each of Examples 1 to 3 and Comparative Example 1, and each of the cores A to C is wound with a winding thickness of 8 mm or more (Comparative Example 1), 14 mm or more (Example 1), 20 mm It divided | segmented so that it might become 24 mm or more (Example 3) above (Example 2), and the group of split-wound iron cores was produced about each of each core AC.
In Example 1, the winding thickness of the separately wound core was adjusted so that the separately wound iron core having a winding thickness of less than 14 mm could not be obtained. In Example 2, the winding thickness of the separately wound core was adjusted so that the separately wound core having a winding thickness of less than 20 mm could not be obtained. In Example 3, the winding thickness of the separately wound core was adjusted so that the separately wound core having a winding thickness of less than 24 mm could not be produced. In Comparative Example 1, the winding thickness of the separately wound core was adjusted so that the separately wound core having a winding thickness of less than 8 mm could not be produced.
And the iron loss (W / kg) of a group of split-wound iron cores was measured by the excitation current method described in JIS 2550-1.
After that, the BF of each divided wound iron core was evaluated from the material iron loss value and the iron loss value of each divided wound iron core.
The BF calculation results are shown in Table 2 (Comparative Example 1), Table 3 (Example 1), Table 4 (Example 2), and Table 5 (Example 3).
As shown in Tables 2 to 5, it is understood that among the group of divided wound iron cores, there exist divided wound iron cores having BF values exceeding the BF values of the wound iron cores before division.

［双晶の数の算出］
上記分割前の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心が、鉄損劣位部を有することを検証するため、上記［ＢＦ評価］で作製した一群の分割巻鉄心のＢＦ評価をした後、各分割巻鉄心の双晶の数を算出した。
具体的には、分割巻鉄心を分解し、当該分割巻鉄心を構成する一群の方向性電磁鋼板を取り出し、当該一群の方向性電磁鋼板について当該分割巻鉄心の外周側に存在する方向性電磁鋼板から順番に採番し、当該一群の方向性電磁鋼板について１枚１枚順番に双晶を観察し、当該方向性電磁鋼板の順番と双晶の数が対応するように当該一群の方向性電磁鋼板の各方向性電磁鋼板の双晶の本数を算出した。そして、分割巻鉄心の双晶の数は、当該分割巻鉄心を構成する一群の方向性電磁鋼板の各方向性電磁鋼板の双晶の数を平均化して算出した。
また、双晶であることは、走査電子顕微鏡と電子線後方散乱回折法（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ ｂａｃｋｓｃａｔｔｅｒ ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ、略称ＥＢＳＤ）を用いて、方向性電磁鋼板のコーナー部の金属組織を観察することにより断定した。
コーナー部における双晶の数は、方向性電磁鋼板のコーナー部の断面を、光学顕微鏡を用いて撮影し、目視で確認し、方向性電磁鋼板表面から内部に向かって発生する筋状の双晶の数（方向性電磁鋼板の板厚方向の中心線の長さ１ｍｍに対する双晶の数）を算出した。 [Calculation of the number of twins]
In order to verify that the split-wound iron core having a BF value exceeding the BF value of the pre-split wound core has an iron loss subordination, the BF evaluation of the group of split-wound iron cores prepared in the above [BF evaluation] was performed After that, the number of twins in each of the separately wound cores was calculated.
Specifically, a divided electromagnetic core is disassembled, a group of directional electromagnetic steel sheets constituting the divided magnetic core is taken out, and the directional electromagnetic steel sheet existing on the outer peripheral side of the divided magnetic core with respect to the group of directional electromagnetic steel sheets The twin crystals are observed one by one for the group of directional electromagnetic steel sheets in order, and the group of directional electromagnetic steels is oriented so that the order of the directional electromagnetic steel sheets corresponds to the number of twins. The number of twins in each grain-oriented electrical steel sheet of the steel sheet was calculated. Then, the number of twins in the separately wound core was calculated by averaging the number of twins in each of the directional electromagnetic steel plates of the group of oriented electromagnetic steel plates constituting the separately wound iron core.
In addition, it was concluded that the twin crystal was observed by observing the metal structure of the corner portion of the grain-oriented electrical steel sheet using a scanning electron microscope and electron backscatter diffraction (abbr. EBSD).
The number of twins in the corner is obtained by photographing the cross section of the corner of the grain-oriented electrical steel sheet using an optical microscope and visually confirming the streak-like twin crystals generated from the grain-oriented magnetic steel sheet surface toward the inside The number of twins (the number of twins to the length of 1 mm of the center line in the thickness direction of the grain-oriented electrical steel sheet) was calculated.

方向性電磁鋼板のコーナー部の断面観察用の試料の作成方法は、以下の通りである。
方向性電磁鋼板のコーナー部の断面の試料は、方向性電磁鋼板からコーナー部を含むように適当な範囲の長さで切断した。
次に板幅の片側をエポキシ樹脂で埋め込みを行った。
そして、ＳｉＣ研磨紙をＪＩＳ Ｒ ６０１０の中にある粒度の研磨紙＃８０から＃２２０、＃６００、＃１０００、＃１５００へと変えた後、６μｍ、３μｍ、１μｍのダイヤモンド研磨を行い鏡面に仕上げた。
最後に、方向性電磁鋼板を３％ナイタールとピクリン酸と塩酸２〜３滴加えた溶液に２０秒弱浸して、組織を腐食させることにより、コーナー部の断面観察用の試料とした。 The preparation method of the sample for cross-sectional observation of the corner part of a directionality electromagnetic steel plate is as follows.
The sample of the cross section of the corner portion of the grain-oriented electrical steel sheet was cut in a suitable range of length so as to include the corner portion from the grain-oriented electrical steel sheet.
Next, one side of the plate width was embedded with epoxy resin.
Then, after changing the SiC abrasive paper from abrasive paper # 80 to # 220, # 600, # 1000, # 1500 with a particle size in JIS R 6010, perform 6 μm, 3 μm, 1 μm diamond polishing and finish the mirror surface The
Finally, the grain-oriented electrical steel sheet was slightly immersed in a solution containing 3% nital, picric acid, and 2 to 3 drops of hydrochloric acid for 20 seconds to corrode the structure, whereby a sample for cross-sectional observation of the corner portion was obtained.

また、方向性電磁鋼板の板厚方向の中心線の長さとは、図１０における線分ＥＦの中点を点Ｋ、線分ＧＤの中点を点Ｊとしたとき、曲線ＫＪの長さｍ’である。
曲線ＫＪの長さｍ’は、上記式（Ａ）において、ｍをｍ’とし、点Ｈと点Ｃの中点を点Ｉとしたとき、点Ａから点Ｉまでの距離を曲率半径ｒ’とし、ｒをｒ’と置き換えることで算出した。
これらの結果から方向性電磁鋼板の板厚方向の中心線の長さ１ｍｍに対する双晶の数を求めることができた。 Furthermore, the length of the center line of the directionality steel sheet in the thickness direction is the length m of the curve KJ, where the middle point of the line segment EF in FIG. 10 is point K and the middle point of line segment GD is point J. '.
Assuming that m is m 'and the middle point between point H and point C is point I in the above equation (A), the length m' of curve KJ is the distance from point A to point I the radius of curvature r ' And calculated by replacing r with r '.
From these results, it was possible to determine the number of twins for a length of 1 mm of the center line in the thickness direction of the grain-oriented electrical steel sheet.

方向性電磁鋼板は、鋼板中の結晶粒の方位を｛１１０｝＜００１＞方位（以下、Ｇｏｓｓ方位ということがある）に高度に集積させた鋼板であるが、双晶発生部位は結晶方位がＧｏｓｓ方位とは異なるため、鉄損の原因となるものと推測された。
双晶本数算出結果を表２（比較例１）、表３（実施例１）、表４（実施例２）、表５（実施例３）に示す。 A grain-oriented electrical steel sheet is a steel sheet in which the orientation of the crystal grains in the steel sheet is highly integrated in the {110} <001> orientation (hereinafter sometimes referred to as the Goss orientation). Because it is different from the Goss orientation, it was presumed to cause iron loss.
The twin crystal number calculation results are shown in Table 2 (Comparative Example 1), Table 3 (Example 1), Table 4 (Example 2), and Table 5 (Example 3).

表２に示すように、コアＢ〜Ｃにおいて、分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心と、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心との間には、相関関係が見出せなかった。   As shown in Table 2, in cores B to C, between the split-turn core having a BF value exceeding the BF value of one wound core before split and the split-turn core having a large number of twins. , Correlation was not found.

表３に示すように、コアＢにおいて、コアＢの最内周部からの巻厚が１４〜２８ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１６であり、コアＢの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１３）を超えている。一方、コアＢの最内周部からの巻厚が１４〜２８ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は１７本／ｍｍであり、その他の箇所の分割巻鉄心の双晶の本数と比較して多い。
表３に示すように、コアＣにおいて、コアＣの最内周部からの巻厚が２８〜４２ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１６であり、コアＣの最内周部からの巻厚が４２〜５６ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１７であり、共にコアＣの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１）を超えている。一方、コアＣの最内周部からの巻厚が２８〜４２ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２５本／ｍｍであり、コアＣの最内周部からの巻厚が４２〜５６ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２１本／ｍｍであり、その他の箇所の分割巻鉄心の双晶の本数と比較して多い。
したがって、コアＢ〜Ｃにおいて、分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心と、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心との間に、相関関係を見出すことができた。 As shown in Table 3, in the core B, the BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness from the innermost circumferential portion of the core B is 14 to 28 mm is 1.16. The BF value (1.13) of the wound iron core. On the other hand, the number of twins in the split-wound iron core where the winding thickness from the innermost periphery of the core B is 14 to 28 mm is 17 / mm, and the number of twins in the split-wound iron core in other locations is compared with that. There are many.
As shown in Table 3, in the core C, the BF value of the separately wound core at a winding thickness of 28 to 42 mm from the innermost circumferential portion of the core C is 1.16, and from the innermost circumferential portion of the core C The BF value of the split-rolled iron core at a portion with a winding thickness of 42 to 56 mm is 1.17, both exceeding the BF value (1.1) of one wound iron core before division of the core C. On the other hand, the number of twins in the separately wound core having a winding thickness of 28 to 42 mm from the innermost periphery of core C is 25 / mm, and the winding thickness from the innermost periphery of core C is 42 to The number of twins in the split-turn core at a location of 56 mm is 21 / mm, which is greater than the number of twins in the split-turn core elsewhere.
Therefore, in the cores B to C, finding a correlation between a split-wound core having a BF value exceeding the BF value of one pre-split wound core and a split-wound core having a large number of twins. It was possible.

表４に示すように、コアＢにおいて、コアＢの最内周部からの巻厚が２０〜４０ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１７であり、コアＢの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１３）を超えている。一方、コアＢの最内周部からの巻厚が２０〜４０ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２４本／ｍｍであり、その他の箇所の分割巻鉄心の双晶の本数と比較して多い。
表４に示すように、コアＣにおいて、コアＣの最内周部からの巻厚が２０〜４０ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１８であり、コアＣの最内周部からの巻厚が４０〜６０ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１６であり、共にコアＣの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１）を超えている。一方、コアＣの最内周部からの巻厚が２０〜４０ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２７本／ｍｍであり、コアＣの最内周部からの巻厚が４０〜６０ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２６本／ｍｍであり、その他の箇所の分割巻鉄心の双晶の本数と比較して多い。
したがって、コアＢ〜Ｃにおいて、分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心と、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心との間に、相関関係を見出すことができた。 As shown in Table 4, in the core B, the BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness from the innermost circumferential portion of the core B is 20 to 40 mm is 1.17. The BF value (1.13) of the wound iron core. On the other hand, the number of twins in the split-rolled iron core where the winding thickness from the innermost periphery of the core B is 20 to 40 mm is 24 / mm, and the number of twins in the split-wound iron core in other places is compared with that. There are many.
As shown in Table 4, in the core C, the BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness from the innermost peripheral portion of the core C is 20 to 40 mm is 1.18, and from the innermost peripheral portion of the core C The BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness is 40 to 60 mm is 1.16, both exceeding the BF value (1.1) of one wound iron core before the division of the core C. On the other hand, the number of twins in the separately wound core having a winding thickness of 20 to 40 mm from the innermost periphery of core C is 27 / mm, and the winding thickness from the innermost periphery of core C is 40 to The number of twins in the split-turn core at a location of 60 mm is 26 / mm, which is greater than the number of twins in the split-turn core elsewhere.
Therefore, in the cores B to C, finding a correlation between a split-wound core having a BF value exceeding the BF value of one pre-split wound core and a split-wound core having a large number of twins. It was possible.

表５に示すように、コアＢにおいて、コアＢの最内周部からの巻厚が２４〜４８ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１６であり、コアＢの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１３）を超えている。一方、コアＢの最内周部からの巻厚が２４〜４８ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は２０本／ｍｍであり、その他の箇所の分割巻鉄心の双晶の本数と比較して多い。
表５に示すように、コアＣにおいて、コアＣの最内周部からの巻厚が０〜２４ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１２であり、コアＣの最内周部からの巻厚が２４〜４８ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１４であり、コアＣの最内周部からの巻厚が４８〜８３ｍｍの箇所の分割巻鉄心のＢＦ値は１．１４であり、すべてコアＣの分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値（１．１）を超えている。一方、コアＣの最内周部からの巻厚が０〜２４ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は１７本／ｍｍであり、コアＣの最内周部からの巻厚が２４〜４８ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は１９本／ｍｍであり、コアＣの最内周部からの巻厚が４８〜８３ｍｍの箇所の分割巻鉄心の双晶の本数は１８本／ｍｍであり、すべての分割巻鉄心の双晶の本数が平均して多い。
したがって、コアＢ〜Ｃにおいて、分割前の１体の巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する分割巻鉄心と、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心との間に、相関関係を見出すことができた。 As shown in Table 5, in the core B, the BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness from the innermost circumferential portion of the core B is 24 to 48 mm is 1.16, and one body before the division of the core B The BF value (1.13) of the wound iron core. On the other hand, the number of twins in the split-rolled iron core where the winding thickness from the innermost periphery of the core B is 24 to 48 mm is 20 / mm, and the number of twins in the split-wound iron core in other places is compared with There are many.
As shown in Table 5, in the core C, the BF value of the separately wound core at a portion where the winding thickness from the innermost peripheral portion of the core C is 0 to 24 mm is 1.12, and from the innermost peripheral portion of the core C The BF value of the split wound iron core at a portion with a winding thickness of 24 to 48 mm is 1.14, and the BF value of the split wound iron core at a portion with a winding thickness of 48 to 83 mm from the innermost periphery of the core C is 1. The BF value (1.1) of one wound iron core prior to division of core C is all 14. On the other hand, the number of twins in the split-turn iron core where the winding thickness from the innermost circumference of core C is 0 to 24 mm is 17 / mm, and the winding thickness from the innermost circumference of core C is 24 to The number of twins in the split-turn core at a location of 48 mm is 19 / mm, and the number of twins in the split-turn core from a position where the winding thickness from the innermost circumference of core C is 48 to 83 mm is / It is mm, and the number of twins in all the separately wound cores is large on average.
Therefore, in the cores B to C, finding a correlation between a split-wound core having a BF value exceeding the BF value of one pre-split wound core and a split-wound core having a large number of twins. It was possible.

［鉄損劣位部特定方法の精度検証］
表２に示すように、巻厚８ｍｍ以上１１ｍｍ以下に分割した比較例１では、コアＢ〜Ｃにおいて、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心とＢＦ劣位の分割巻鉄心とが一致していないことがわかる。
そのため、従来通り、ＢＦの良好なコアＡを比較コアとして、ＢＦが良好でないコアＢ〜Ｃの鉄損劣位部を評価しなければならない。 [Verification of iron loss inferiority part identification method]
As shown in Table 2, in Comparative Example 1 in which the winding thickness is divided into 8 mm or more and 11 mm or less, in the cores B to C, the split winding iron core having a large number of twins generated and the split winding iron core of BF inferior position do not match. I understand that.
Therefore, it is necessary to evaluate the iron loss inferior part of cores B to C in which BF is not good using the core A with good BF as a comparison core as before.

表３〜５に示すように、巻厚１４ｍｍ以上に分割した実施例１、巻厚２０ｍｍ以上に分割した実施例２、巻厚２４ｍｍ以上に分割した実施例３では、コアＢ〜Ｃにおいて、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心とＢＦ劣位の分割巻鉄心とが一致していることがわかる。
そのため、ＢＦの良好なコアＡを比較コアとして評価する必要がなく、ＢＦが良好でないコアＢ〜Ｃみを分割して各分割巻鉄心のＢＦを評価するだけで、簡易的に鉄損劣位部を特定することができる。
なお、コアＣについては、すべての分割巻鉄心において、コーナー部で双晶が多く発生していることが断定されたが、分割することによりコア全体の中で特に双晶が多い箇所を断定することができる。 As shown in Tables 3 to 5, in Example 1 in which the winding thickness is 14 mm or more, Example 2 in which the winding thickness is 20 mm or more, and Example 3 in which the winding thickness is 24 mm or more, It can be seen that the split-turn iron core having a large number of crystals is identical to the split-turn iron core of the BF inferior position.
Therefore, it is not necessary to evaluate core B having a good BF as a comparative core, and simply divide cores B to C having a poor BF and evaluate BF of each separately wound core to simply reduce the iron loss inferior part Can be identified.
With regard to core C, it was determined that many twins are generated at the corners in all the separately wound cores, but by dividing, it is decided that the location of particularly many twins in the entire core. be able to.

以上の結果から、表２〜５に示すように、少なくとも分割巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上では、双晶の発生本数が多い分割巻鉄心とＢＦ劣位の分割巻鉄心とが一致していることがわかる。
そのため、少なくとも分割巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上であれば、ＢＦが良好な比較用コアＡを評価することなく、ＢＦ劣位のコアＢ、Ｃの分割巻鉄心のＢＦのみを測定することで、鉄損劣位部（特に双晶発生部位）を特定することができる。 From the above results, as shown in Tables 2 to 5, when at least the winding thickness of the split-wound iron core is 14 mm or more, the split-wound iron core having a large number of twins generated matches the split-wound iron core of the BF inferior position. I understand.
Therefore, by measuring only the BFs of the BF inferior core B, C divided cores without evaluating the comparative core A having a good BF if the winding thickness of at least the separately wound core is 14 mm or more, The iron loss subordinating portion (in particular, the twinning site) can be identified.

（参考実験例１）
［巻厚と磁束密度との関係］
巻鉄心を分割する本開示の特定方法においては、巻鉄心の巻厚は極力小さいほうが巻鉄心のより局部での鉄損劣位部を断定し易いが、分割前の状態の巻鉄心と、分割後の一群の分割巻鉄心とのコーナー部での磁束密度の大きさを同じにする必要がある。
そのため、巻鉄心を分割した際に、分割前の巻鉄心１体の場合と磁束密度の流れが同等になるように分割巻鉄心の巻厚を調整する必要があり、巻厚はある程度必要になると考え、好ましい巻厚を求める実験を行った。
参考実験例１−（１〜３）では１体の巻鉄心全体の磁束密度の流れの中で、コーナー部での磁束密度の影響をそれぞれ容量の異なる巻鉄心３体で評価した。
評価用巻鉄心として、図１２に示す容量５ＫＶＡ（ステップ数１２）のトランココア、図１３に示す容量２５ＫＶＡ（ステップ数５）のトランココア、及び、図１４に示す容量７５ＫＶＡ（ステップ数１２）のトランココアを製造した。なお、図１２〜図１４に示す寸法の単位はｍｍである。
そして、各巻鉄心について巻厚に対する磁束密度を評価した。
具体的には、巻鉄心（容量５ＫＶＡ、２５ＫＶＡ、７５ＫＶＡの３種類）について、その巻厚を最内周から順に増やしていき、所定の巻厚まで増やしていった際の各巻厚でのコーナー部の磁束密度を評価した。
各巻厚でのコーナー部の磁束密度の評価方法は、具体的に、コーナー部中心にコイルを設置し、そこでの電圧を測定していくことで評価した。
そして、電圧と磁束密度との関係は下式で表わされる。そのため、下式からコーナー部の磁束密度を評価した。
Ｖ（測定電圧）＝√２×π×ｎ（コイル巻数）×ｆ（周波数）×Ｂｍ（磁束密度）×Ｓ（試料断面積）
磁束密度は、コーナー部以外の直線部の磁束密度も評価し、比率（コーナー部磁束密度／直線部磁束密度）を求めた。
結果を表６（参考実験例１−１：容量５ＫＶＡ巻鉄心）、表７（参考実験例１−２：容量２５ＫＶＡ巻鉄心）、表８（参考実験例１−３：容量７５ＫＶＡ巻鉄心）に示す。
また、図１５に各巻鉄心の巻厚と磁束密度との関係を示す。
表６〜８、及び、図１５に示すように、容量の異なる３体の巻鉄心を評価したところ、いずれも巻厚は１４ｍｍ程度以上あれば、１体の巻鉄心と同等の磁束密度を示すことが判明した。
したがって、巻鉄心の容量に関係なく巻厚が１４ｍｍ以上であれば、分割巻鉄心と、分割前の巻鉄心とは、同等の磁束密度を示すことが推察される。 (Reference Experiment Example 1)
[Relation between winding thickness and magnetic flux density]
In the specific method of the present disclosure in which the wound iron core is divided, the smaller the thickness of the wound iron core is, the easier it is to determine the iron loss inferior part in the local portion than the wound iron core. It is necessary to make the magnitude of the magnetic flux density at the corner with the group of divided wound iron cores the same.
Therefore, when the wound iron core is divided, it is necessary to adjust the winding thickness of the separately wound iron core so that the flow of the magnetic flux density becomes equal to that in the case of one wound iron core before division. An experiment was conducted to determine the preferred winding thickness.
In the reference experimental example 1- (1 to 3), in the flow of the magnetic flux density of one whole wound iron core, the influence of the magnetic flux density at the corner portion was evaluated by three wound iron cores having different capacities.
As evaluation wound iron cores, transcoal having a capacity of 5 KVA (step number 12) shown in FIG. 12, transcoal having a capacity 25 KVA (step number 5) shown in FIG. 13, and 75 KVA (step number 12) Produced Tolan cocoa. In addition, the unit of the dimension shown to FIGS. 12-14 is mm.
And the magnetic flux density to winding thickness was evaluated about each winding iron core.
Specifically, for a wound iron core (three types of capacities 5 KVA, 25 KVA, and 75 KVA), the winding thickness is increased sequentially from the innermost circumference, and the corner portion at each winding thickness is increased to a predetermined winding thickness Magnetic flux density was evaluated.
The evaluation method of the magnetic flux density of the corner part in each winding thickness specifically evaluated by installing a coil centering on a corner part and measuring the voltage there.
The relationship between the voltage and the magnetic flux density is expressed by the following equation. Therefore, the magnetic flux density at the corner was evaluated from the following equation.
V (measurement voltage) = √2 × π × n (number of coil turns) × f (frequency) × B m (magnetic flux density) × S (sample cross-sectional area)
The magnetic flux density also evaluated the magnetic flux density of the linear part other than the corner part, and the ratio (corner magnetic flux density / linear part magnetic flux density) was determined.
The results are shown in Table 6 (Reference Experimental Example 1-1: Capacity 5 KVA Winding Iron Core), Table 7 (Reference Experiment Example 1-2: Capacity 25 KVA Winding Iron Core), and Table 8 (Reference Experiment Example 1-3: Capacity 75 KVA Winding Iron Core). Show.
Further, FIG. 15 shows the relationship between the winding thickness of each wound iron core and the magnetic flux density.
As shown in Tables 6 to 8 and FIG. 15, evaluation of three wound iron cores having different capacities shows that when the winding thickness is about 14 mm or more, the magnetic flux density equivalent to one wound iron core is exhibited. It has been found.
Therefore, regardless of the volume of the wound iron core, if the winding thickness is 14 mm or more, it is presumed that the divided wound iron core and the wound iron core before division show equivalent magnetic flux density.

（参考実験例２）
［巻厚と偏磁の影響との関係］
巻鉄心を分割する本開示の特定方法においては、分割巻鉄心の巻厚は極力小さいほうが巻鉄心の、より局部での鉄損劣化の部分を断定し易いが、分割前の状態の巻鉄心と、分割後の一群の分割巻鉄心との偏磁の影響を同程度にする必要がある。
そのため、巻鉄心を分割した際に、分割前の巻鉄心１体の場合と、分割巻鉄心との偏磁の影響が同等になるように、分割巻鉄心の巻厚を調整する必要があり、分割巻鉄心の巻厚はある程度必要になると考えられ、好ましい分割巻鉄心の巻厚を求める実験を行った。
参考実験例２−（１〜３）では１体の巻鉄心全体の磁束密度の流れの中で、最外周の鋼板磁束密度と最内周の鋼板磁束密度の偏り（偏磁）の影響を、容量の異なる巻鉄心の巻厚を分割して評価した。なお、磁束密度の評価は鋼板１枚の直線部で実施した。
評価用巻鉄心としては、上記参考実験例１と同様に図１２〜図１４に示すトランココアを用いた。
そして、各巻鉄心について巻厚に対する磁束密度の偏りを評価した。
具体的には、各巻鉄心（容量５ＫＶＡ、２５ＫＶＡ、７５ＫＶＡの３種類）について、巻厚を増やしていき、巻鉄心最内周部および最外周部の板の直線部の磁束密度を評価することで定量評価した。
評価値は、比率（最外周の直線部磁束密度／最内周の直線部磁束密度）を求めた。
結果を表９（参考実験例２−１：容量５ＫＶＡ巻鉄心）、表１０（参考実験例２−２：容量２５ＫＶＡ巻鉄心）、表１１（参考実験例２−３：容量７５ＫＶＡ巻鉄心）に示す。
また、図１６に各巻鉄心の巻厚と磁束密度の偏りとの関係を示す。
表９〜１１、及び、図１６に示すように、容量の異なる３体の巻鉄心を評価したところ、いずれも巻厚は１４ｍｍ程度以上であれば、１体の巻鉄心と分割巻鉄心の偏磁の影響は同程度となることが分かった。
したがって、巻鉄心の容量に関係なく巻厚が１４ｍｍ以上であれば、分割巻鉄心と、分割前の巻鉄心とは、偏磁の影響が同等であることが推察される。 (Reference Experiment 2)
[Relationship between winding thickness and influence of biased magnetization]
In the specific method of the present disclosure in which the wound core is divided, the smaller the thickness of the divided wound iron core is, the smaller the thickness of the wound iron core is, which makes it easier to determine the local iron loss degradation. It is necessary to make the influence of the bias magnetism with the group of divided wound iron cores after division into the same degree.
Therefore, when the wound iron core is divided, it is necessary to adjust the winding thickness of the separately wound iron core so that the influence of the bias magnetism with the dividedly wound iron core is equal to the case of one wound iron core before divided. It is thought that the winding thickness of the separately wound core is required to some extent, and experiments were conducted to determine the winding thickness of the preferred separately wound core.
In Reference Experimental Example 2- (1 to 3), in the flow of the magnetic flux density of the entire wound iron core of one body, the influence of the bias (bias magnetization) of the steel sheet magnetic flux density of the outermost circumference and the steel sheet magnetic flux density of the innermost circumference The winding thickness of wound iron cores having different capacities was divided and evaluated. In addition, evaluation of magnetic flux density was implemented in the linear part of one steel plate.
As the wound core for evaluation, the toroidal cocoa shown in FIG. 12 to FIG.
And the bias | inclination of the magnetic flux density with respect to winding thickness was evaluated about each winding iron core.
Specifically, the winding thickness is increased for each wound core (three types of capacities 5 KVA, 25 KVA, and 75 KVA), and the magnetic flux density of the straight portions of the innermost and outermost peripheral portions of the wound iron core is evaluated. It evaluated quantitatively.
The evaluation value was determined as a ratio (linear portion magnetic flux density at the outermost periphery / linear portion magnetic flux density at the innermost periphery).
The results are shown in Table 9 (Reference Experiment Example 2-1: Capacity 5 KVA Winding Iron Core), Table 10 (Reference Experiment Example 2-2: Capacity 25 KVA Winding Iron Core), and Table 11 (Reference Experiment Example 2-3: Capacity 75 KVA Winding Iron Core). Show.
Further, FIG. 16 shows the relationship between the winding thickness of each wound iron core and the deviation of the magnetic flux density.
As shown in Tables 9 to 11 and FIG. 16, evaluation of three wound cores having different capacities shows that if the winding thickness is about 14 mm or more, one wound iron core and one divided wound iron core are offset. It was found that the influence of magnetism was comparable.
Therefore, regardless of the volume of the wound iron core, it is presumed that the divisional wound iron core and the wound iron core before division are equally affected by the biased magnetization if the winding thickness is 14 mm or more.

１、１ａ 方向性電磁鋼板
２ 積層体
３ コーナー部
４、４ａ、４ｂ 平面部（直線部）
５、５ａ、５ｂ、５ｃ 曲げ加工領域（屈曲部）
６ 接合部
１０ 巻鉄心本体（巻鉄心） 1, 1a Directional electromagnetic steel sheet 2 laminate 3 corner portion 4, 4a, 4b flat portion (linear portion)
5, 5a, 5b, 5c Bending area (bent portion)
6 joint 10 wound core body (wound core)

Claims (2)

方向性電磁鋼板を素材として構成される巻鉄心の、鉄損劣位部を特定する方法であって、
前記巻鉄心は、側面視において略矩形状の巻鉄心本体を備え、
前記巻鉄心本体は、長手方向に平面部とコーナー部とが交互に連続し、当該各コーナー部において隣接する２つの平面部のなす角が９０°である前記方向性電磁鋼板が板厚方向に積み重ねられた、側面視において略矩形状の積層構造を有し、且つ、１周回中に少なくとも１か所以上の接合部を有し、
前記巻鉄心を、巻厚が１４ｍｍ以上である一群の分割巻鉄心となるように分割する工程と、
各分割巻鉄心の鉄損劣化（巻鉄心鉄損（Ｗ／ｋｇ）／素材鉄損（Ｗ／ｋｇ））の指標として用いるビルディングファクタ（ＢＦ）を算出する工程と、
予め算出しておいた前記巻鉄心のＢＦ値を超えるＢＦ値を有する前記分割巻鉄心を、前記鉄損劣位部を有する分割巻鉄心であると特定する工程と、を有することを特徴とする、巻鉄心の鉄損劣位部特定方法。 It is a method of identifying the iron loss inferior part of the wound iron core which is made of a grain oriented electrical steel sheet,
The wound core includes a substantially rectangular wound core body in a side view,
In the wound iron core main body, flat sections and corner sections are alternately continued in the longitudinal direction, and in the respective corner sections, the directional electromagnetic steel sheet having an angle of 90 ° between two adjacent flat sections is in the thickness direction Has a stacked structure in a substantially rectangular shape in a side view, and has at least one or more junctions in one turn;
Dividing the wound iron core into a group of divided wound iron cores having a winding thickness of 14 mm or more;
Calculating a building factor (BF) to be used as an index of iron loss deterioration (rolled iron core iron loss (W / kg) / raw iron loss (W / kg)) of each divided wound iron core,
Identifying the divided wound iron core having a BF value exceeding the BF value of the wound iron core calculated in advance as a divided wound iron core having the iron loss inferior portion; How to identify the iron loss in the wound core. 一群の前記分割巻鉄心の巻厚が１４ｍｍ以上２７ｍｍ以下である、請求項１に記載の巻鉄心の鉄損劣位部特定方法。   The iron loss inferiority identification method of the winding iron core according to claim 1 whose winding thickness of a group of said division winding iron cores is 14 mm or more and 27 mm or less.
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