KR101761491B1 - 정착 장치 - Google Patents

Abstract

화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 회전체; 나선 형상부를 갖고 회전체의 내부에 배치되는 코일; 및 나선 형상부 내에 배치되는 코어를 포함하고; 코어의 자기 저항은, 모선 방향에 대해 기록재 상의 화상의 최대 통과 영역의 일단부로부터 타단부까지의 영역에서, 도전층의 자기 저항과 도전층과 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항의 30％ 이하이다.

Description

정착 장치{FIXING DEVICE}

본 발명은 전자 사진 방식의 복사기나 프린터 등과 같은 화상 형성 장치에 탑재되는 정착 장치에 관한 것이다.

전자 사진 방식의 복사기나 프린터 등과 같은 화상 형성 장치에 탑재되는 정착 장치는 가열 회전체와 거기에 접촉하는 가압 롤러로 형성된 닙부(nip portion)에 의해 미정착 토너상을 담지한 기록재를 운송하면서 가열하여 토너상을 기록재에 정착하도록 구성되는 것이 일반적이다.

최근, 가열 회전체의 도전층을 직접 발열시킬 수 있는 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치가 개발되어 실용화되고 있다. 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치는 웜업(warm-up) 시간이 짧다는 이점이 있다.

특허문헌 1, 문허문헌 2 및 특허문헌 3에 개시되어 있는 정착 장치는 자계 발생기로부터 발생된 자계에 의해 가열 회전체의 도전층에 유도된 와전류에 따라, 도전층이 발열하는 것이다. 이러한 정착 장치는 가열 회전체의 도전층으로서, 자속을 손쉽게 통과시키는, 두께가 200㎛ 내지 1mm인 철이나 니켈 등의 자성 금속 또는 이들이 주체인 합금을 사용하고 있다.

그런데, 정착 장치의 웜업 시간을 줄이기 위해, 가열 회전체의 열용량을 줄일 필요가 있기 때문에, 가열 회전체의 도전층의 두께도 얇게 하는 것이 유리이다. 그러나, 상술한 문헌에 개시되어 있는 정착 장치에서는, 가열 회전체의 두께를 얇게 하면, 발열 효율이 저하된다. 또한, 상기 문헌에 개시되어 있는 정착 장치는 비투자율이 낮은 재료를 사용하는 경우에도, 발열 효율이 저하된다. 따라서, 상술한 문헌에 개시되어 있는 정착 장치는 가열 회전체의 재료로서 비투자율이 높은 두꺼운 재료를 선택해야 한다.

따라서, 상술한 문헌에 개시되어 있는 정착 장치는 가열 회전체의 도전층으로서 사용할 수 있는 재료가 비투자율이 높은 재료에 한정되고, 비용, 재료 가공 방법 및 장치 구성에 제약을 받는다는 과제가 있다.

일본 특허 공개 제2000-81806호 일본 특허 공개 제2004-341164호 일본 특허 공개 평9-102385호

본 발명은 도전층의 두께 및 재료에 관련한 제약이 적고, 도전층을 고효율로 발열할 수 있는 정착 장치를 제공한다.

본 발명의 제1 실시예에 따르면, 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 원통형 회전체; 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일 -코일은 나선 형상부를 갖고, 나선 형상부는 나선 형상부의 나선 축이 회전체의 모선 방향과 실질적으로 평행하게 되도록 회전체의 내부에 배치됨- ; 및 교번 자계의 자력선을 유도하도록 구성된 코어 -코어는 나선 형상부 내에 배치됨- 를 포함하고; 코어의 자기 저항은, 모선 방향으로 기록재 상의 화상의 최대 통과 영역의 일단부로부터 타단부까지의 영역에서, 도전층의 자기 저항과 도전층과 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항의 30％ 이하이다.

본 발명의 제2 실시예에 따르면, 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 원통형 회전체; 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일 -코일은 나선 형상부를 갖고, 나선 형상부는 나선 형상부의 나선 축이 회전체의 모선 방향과 실질적으로 평행하게 되도록 회전체의 내부에 배치됨- ; 및 교번 자계의 자력선을 유도하도록 구성된 코어 -코어는 회전체의 외부에 루프를 형성하지 않는 형상을 가지며 나선 형상부 내에 배치됨- 를 포함하고; 코어의 모선 방향의 일단부로부터 나온 자력선의 70％ 이상은 도전층의 외측을 우회하여(pass over) 코어의 타단부로 복귀된다.

본 발명의 제3 실시예에 따르면, 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 원통형 회전체; 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일 -코일은 나선 형상부를 갖고, 나선 형상부는 나선 형상부의 나선 축이 회전체의 모선 방향과 실질적으로 평행하게 되도록 회전체의 내부에 배치됨- ; 및 교번 자계의 자력선을 유도하도록 구성된 코어 -코어는 나선 형상부 내에 배치됨- 를 포함하고; 모선 방향으로 기록재 상의 화상의 최대 통과 영역의 일단부로부터 타단부까지의 영역에서의 도전층의 비투자율 및 도전층과 코어 사이의 영역에 있는 부재의 비투자율이 1.1보다 작고; 정착 장치는 영역 전체에 걸쳐서 모선 방향에 수직한 단면에서, 다음 관계식 (1)을 충족한다: 0.06×μc×Sc≥Ss+Sa (1) 여기서, Ss는 도전층의 단면적을 나타내고, Sa는 도전층과 코어 사이의 영역의 단면적을 나타내고, Sc는 코어의 단면적을 나타내며, μc는 코어의 비투자율을 나타낸다.

본 발명의 제4 실시예에 따르면, 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 원통형 회전체; 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일 -코일은 나선 형상부를 갖고, 나선 형상부는 나선 형상부의 나선 축이 회전체의 모선 방향과 실질적으로 평행하게 되도록 회전체의 내부에 배치됨- ; 및 교번 자계의 자력선을 유도하도록 구성된 코어 -코어는 나선 형상부 내에 배치됨- 를 포함하고; 도전층은 비자성 재료로 형성되고, 코어는 회전체의 외측에 루프를 형성하지 않는 형상을 갖는다.

본 발명의 제5 실시예에 따르면, 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치는, 도전층을 포함하는 원통형 회전체; 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일 -코일은 나선 형상부를 갖고, 나선 형상부는 나선 형상부의 나선 축이 회전체의 모선 방향과 실질적으로 평행하게 되도록 회전체의 내부에 배치됨- ; 및 교번 자계의 자력선을 유도하도록 구성된 코어 -코어는 나선 형상부 내에 배치됨- 를 포함하고; 도전층은 비자성 재료로 형성되고, 도전층의 두께는 75㎛ 이하이다.

도 1은 정착 필름, 자성 코어 및 코일의 사시도이다.
도 2는 제1 실시예에 따른 화상 형성 장치의 개략적인 구성도이다.
도 3은 제1 실시예에 따른 정착 장치 단면 구성도이다.
도 4a는 솔레노이드 코일 주변의 자계 구성도이다.
도 4b는 솔레노이드 중심축에서의 자속 밀도 분포의 구성도이다.
도 5a는 솔레노이드 코일과 자성 코어 주변의 자계 구성도이다.
도 5b는 솔레노이드 중심측에서의 자속 밀도 분포의 구성도이다.
도 6a는 솔레노이드 코일의 자성 코어의 단부 근방의 구성도이다.
도 6b는 솔레노이드 중심측에서의 자속 밀도 분포의 구성도이다.
도 7a는 코일 형상 및 자계의 구성도이다.
도 7b는 회로를 관통하는 자속이 안정화되는 영역의 구성도이다.
도 8a는 코일 형상 및 자계의 구성도이다.
도 8b는 자속이 안정화되는 영역의 구성도이다.
도 9a는 제1 실시예의 목적에 어긋나는 자력선의 예를 도시한 도면이다.
도 9b는 제1 실시예의 목적에 어긋나는 자력선의 예를 도시한 도면이다.
도 9c는 제1 실시예의 목적에 어긋나는 자력선의 예를 도시한 도면이다.
도 10a는 유한 길이 솔레노이드를 배치한 구조체의 구성도이다.
도 10b는 구조체의 단면도 및 측면도이다.
도 11a는 단위 길이당 코어, 코일 및 원통체를 포함하는 공간의 자기 등가 회로도이다.
도 11b는 제1 실시예에 따른 구성의 자기 등가 회로도이다.
도 12는 자성 코어 및 갭의 구성도이다.
도 13a는 원통형 회전체 내부의 전류와 자계의 단면 구성도이다.
도 13b는 원통형 회전체 내부의 길이 방향 투시도이다.
도 14a는 여자 코일(exciting coil)의 고주파 전류로부터 슬리브 주변 전류로의 변환을 도시한 도면이다.
도 14b는 여자 코일과 슬리브의 등가 회로이다.
도 15a는 회로 효율에 관한 설명도이다.
도 15b는 회로 효율에 관한 설명도이다.
도 15c는 회로 효율에 관한 설명도이다.
도 16은 전력 변환 효율의 측정 실험에 사용될 실험 장치의 도면이다.
도 17은 원통형 회전체 외부의 자력선의 비율과 변환 효율간의 관계를 도시한 도면이다.
도 18a는 제1 실시예의 구성에서의 변환 효율과 주파수간의 관계를 도시한 도면이다.
도 18b는 제1 실시예의 구성에서의 변환 효율과 두께간의 관계를 도시한 도면이다.
도 19는 자성 코어를 분할했을 때의 정착 장치의 구성도이다.
도 20은 자성 코어를 분할했을 때의 자력선 구성도이다.
도 21은 제1 실시예와 비교예 1의 구성에서의 전력 변환 효율의 측정 결과를 도시한 도면이다.
도 22는 제2 실시예와 비교예 2의 구성에서의 전력 변환 효율의 측정 결과를 도시한 도면이다.
도 23은 비교예 2로서의 유도 가열 방식의 정착 장치의 구성을 도시한 도면이다.
도 24는 비교예 2로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 자계의 구성도이다.
도 25a는 비교예 3으로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 자계의 개략적인 단면도이다.
도 25b는 비교예 3으로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 자계의 확대된 개략적인 단면도이다.
도 26은 제3 실시예와 비교예 3의 구성에서의 전력 변환 효율의 측정 결과를 도시한 도면이다.
도 27은 비교예 4의 자성 코어와 코일의 길이 방향 단면도이다.
도 28은 비교예 4로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 자계의 구성도이다.
도 29a는 비교예 4로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 와전류 방향의 설명도이다.
도 29b는 비교예 4로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 와전류 방향의 설명도이다.
도 29c는 비교예 4로서의 유도 가열 방식의 정착 장치에서의 와전류 방향의 설명도이다.
도 30은 제4 실시예와 비교예 4의 구성에서의 전력 변환 효율의 측정 결과를 도시한 도면이다.
도 31은 와전류 E//의 설명도이다.
도 32는 와전류 E⊥의 설명도이다.
도 33a는 다른 실시예에 따른 자성 코어의 형상을 도시한 도면이다.
도 33b는 다른 실시예에 따른 자성 코어의 형상을 도시한 도면이다.
도 34는 중공 코어의 정착 장치를 도시한 도면이다.
도 35는 폐쇄된 자기 경로를 형성한 경우의 자성 코어를 도시한 도면이다.
도 36은 제5 실시예에 따른 정착 장치의 단면 구성도이다.
도 37은 제5 실시예에 따른 정착 장치의 자기 경로의 등가 회로도이다.
도 38은 자력선 형상과 발열량의 감소를 설명하기 위한 도면이다.
도 39는 제6 실시예에 따른 정착 장치의 개략적인 구성도이다.
도 40a는 제6 실시예에 따른 정착 장치의 단면도이다.
도 40b는 제6 실시예에 따른 정착 장치의 단면도이다.

제1 실시예

(1) 화상 형성 장치 예

이하, 도면에 기초하여 본 발명의 실시예에 대하여 설명한다. 도 2는 본 실시예에 따른 화상 형성 장치(100)의 개략 구성도이다. 본 실시예에 따른 화상 형성 장치(100)는 전자 사진 프로세스를 이용한 레이저 빔 프린터이다. 101은 상 담지체로서의 회전 드럼형 전자 사진 감광체(이하, 감광체 드럼이라 칭함)이며, 소정의 주변 속도로 회전함으로써 구동된다. 감광체 드럼(101)은 회전하는 과정에서 대전 롤러(102)에 의해 소정의 극성 및 소정의 전위로 균일하게 대전 처리된다. 103은 노광부로서 기능하는 레이저 빔 스캐너이다. 스캐너(103)는 도시하지 않은 이미지 스캐너 또는 컴퓨터 등의 외부 기기로부터 입력되는 화상 정보에 따라 변조된 레이저 빔 L을 출력하고, 감광체 드럼(101)의 대전 처리면을 주사에 의해 노광한다. 이 주사 노광에 따르면, 감광체 드럼(101) 표면의 전하가 제거되고, 감광체 드럼(101)의 표면에 화상 정보에 따른 정전 잠상이 형성된다. 104는 현상 장치이며, 현상 롤러(104a)로부터 감광체 드럼(101) 표면에 토너가 공급되어, 정전 잠상이 토너상으로서 형성된다. 105는 기록재 P가 적재되어 수납되는 급지 카세트이다. 급지 개시 신호에 기초하여 급지 롤러(106)가 구동되고, 급지 카세트(105) 내의 기록재 P가 한번에 1매씩 분리되어 급지된다. 그 기록재 P는 레지스트레이션 롤러(107)를 통해 감광체 드럼(101)과 전사 롤러(108)로 형성된 전사부(108T)에 소정의 타이밍에 도입된다. 즉, 감광체 드럼(101) 상의 토너상의 선단부가 전사부(108T)에 도달하는 타이밍에, 기록재 P의 선단부가 전사부(108T)에 도달하도록 레지스트레이션 롤러(107)에 의해 기록재 P의 운송이 제어된다. 전사부(108T)에 도입된 기록재 P는 이 전사부(108T)로 운송되는 동안, 전사 롤러(108)에는 도시하지 않은 전사 바이어스 인가 전원에 의해 전사 바이어스 전압이 인가된다. 전사 롤러(108)에는 토너와 역극성인 전사 바이어스 전압이 인가되기 때문에, 전사부(108T)에서 감광체 드럼(101)의 표면측의 토너상이 기록재 P의 표면에 전사된다. 전사부(108T)에서 토너상이 전사된 기록재 P는 감광체 드럼(101)의 표면으로부터 분리되어 반송 가이드(109)를 경유하여 정착 장치 A에서 정착 처리된다. 정착 장치 A에 대해서는 후술한다. 한편, 기록재가 감광체 드럼(101)으로부터 분리된 후의 감광체 드럼(101)의 표면은 클리닝 장치(110)에서 클리닝되어, 반복적으로 화상 형성 동작에 사용된다. 정착 장치 A를 관통한 기록재 P는 배지구(paper output port)(111)로부터 배지 트레이(112) 위로 배출된다.

(2) 정착 장치

2-1. 개략적인 구성

도 3은 제1 실시예에 따른 정착 장치의 개략적인 단면도이다. 정착 장치 A는 원통형 가열 회전체로서의 정착 필름과, 정착 필름(1)의 내면과 접촉하는 닙부 형성 부재로서의 필름 가이드(9)(벨트 가이드)와, 대향 부재로서의 가압 롤러(7)를 포함한다. 가압 롤러(7)는 정착 필름(1)을 통해 닙부 형성 부재와 함께 닙부 N을 형성한다. 닙부 N에 의해 토너상 T를 담지한 기록재 P를 운송하면서 가열하여, 토너상 T를 기록재 P에 정착한다.

닙부 형성 부재(9)는 도시하지 않은 베어링 유닛 및 가압 유닛을 이용하여 대략 총압 50N 내지 100N(약 5kgf 내지 약 10kgf)의 가압력에 의해 가압 롤러(7)에 대하여 정착 필름(1)을 끼워서 가압되고 있다. 가압 롤러(7)는 도시하지 않은 구동원을 이용하여 화살표 방향으로 회전시킴으로써 구동되어, 닙부 N에서의 마찰력에 따라 정착 필름(1)에 회전력이 작용하고, 정착 필름(1)은 가압 롤러(7)에 의해 구동되어 회전한다. 닙부 형성 부재(9)는 정착 필름(1)의 내면을 가이드하도록 구성된 필름 가이드로서의 기능도 있고, 내열성 수지인 폴리페닐렌 술피드(PPS) 등으로 구성된다.

정착 필름(1)(정착 벨트)은 직경(외경)이 10 내지 100mm의 금속으로 이루어진 도전층(1a)(기초층)과, 도전층(1a)의 외부에 형성한 탄성층(1b)과, 탄성층(1b)의 외부에 형성한 표면층(1c)(이형층)을 포함한다. 이후, 도전층(1a)은 "원통형 회전체" 또는 "원통체"라고 기재한다. 정착 필름(1)은 가요성을 갖는다.

제1 실시예에서는, 원통형 회전체(1a)로서, 비투자율이 1.0이고, 두께가 20㎛인 알루미늄이 사용된다. 원통형 회전체(1a)의 재료로서는, 비자성체인 구리(Cu) 또는 Ag(은)이 사용될 수 있거나, 오스테나이트계 스테인리스강(SUS)이 사용될 수도 있다. 본 실시예의 특징들 중 하나로서, 원통형 회전체(1a)로서 사용할 수 있는 재료의 선택 조건이 넓다는 것을 들 수 있다. 따라서, 가공성이 우수한 재료 또는 저렴한 재료를 사용할 수 있다는 장점이 있다.

원통형 회전체(1a)의 두께는 75㎛ 이하, 바람직하게는 50㎛ 이하이다. 이는 원통형 회전체(1a)에 적당한 가요성을 제공하고, 또한 열용량을 작게 하는 것이 바람직하기 때문이다. 직경이 작은 것이 열용량을 작게 하는 데 유리하다. 두께를 75㎛, 또는 바람직하게는 50㎛ 이하로 하는 것의 또 다른 장점은 가요성 성능의 향상이다. 정착 필름(1)은 닙부 형성 부재(9)와 가압 롤러(7)에 의해 가압된 상태에서 회전됨으로써 구동된다. 그 각각의 회전마다 정착 필름(1)은 닙부 N에서 가압 및 변형되고, 응력을 받는다. 이 반복 굴곡이 정착 장치의 내구 수명까지 연속하여 정착 필름(1)에 가해진다고 해도, 정착 필름(1)의 금속으로 이루어진 도전층(1a)은 피로 파괴를 일으키지 않도록 설계되어야 한다. 도전층(1a)의 두께를 얇게 하면, 금속으로 이루어진 도전층(1a)의 피로 파괴에 대한 내성은 현저하게 향상된다. 이는 도전층(1a)이 닙부 형성 부재(9)의 곡면 형상을 따라 가압 및 변형될 때, 도전층(1a)에 작용하는 내부 응력은 도전층(1a)이 얇아질수록 감소하기 때문이다. 일반적으로, 정착 필름에 사용되는 금속층의 두께가 50㎛ 이하로 되면, 이 효과는 표시되고, 피로 파괴에 대한 충분한 내성이 얻어지기 쉽다. 이상의 이유에 의해, 열용량의 극소화와 피로 파괴에 대한 내성의 향상을 실현하기 위해서는, 도전층(1a)의 두께를 50㎛ 이하로 억제하여 사용하는 것이 중요하다. 본 실시예는 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치에서도, 도전층(1a)의 두께를 50㎛ 이하로 억제할 수 있다는 장점이 있다.

탄성층(1b)은 경도가 20도(JIS-A, 1kg 가중)인 실리콘 고무로 형성되고, 두께가 0.1mm 내지 0.3mm이다. 부가적으로, 탄성층(1b) 위에는 표층(1c)(이형층)으로서 두께가 10㎛ 내지 50㎛인 불소 수지 튜브가 피복되어 있다. 자성 코어(2)는 정착 필름(1)의 중공부에 정착 필름(1)의 모선 방향으로 삽입된다. 자성 코어(2)의 외주에 여자 코일(3)이 감겨져 있다.

2-2. 자성 코어

도 1은 원통형 회전체(1a)(도전층)와, 자성 코어(2)와, 여자 코일(3)의 사시도이다. 자성 코어(2)는 원기둥 형상을 하고 있고, 도시하지 않은 고정 유닛에 의해 정착 필름(1)의 거의 중앙에 배치되어 있다. 자성 코어(2)는 여자 코일(3)에서 생성된 교번 자계의 자력선(자속)을 원통형 회전체(1a)의 내부(원통형 회전체(1a)와 자성 코어(2) 사이의 영역)에 유도하고, 자력선의 통로(자로(magnetic path))를 형성하는 역할을 한다. 이 자성 코어(2)의 재료는 히스테리시스 손실이 작고 투자율이 높은 재료, 예를 들어 소성 페라이트, 페라이트 수지, 비정질 합금, 퍼멀로이 등의 산화물 또는 합금 재료로 이루어진 강자성체가 바람직하다. 특히, 21kHz 내지 100kHz 대의 고주파 교류 전류를 여자 코일에 인가하는 경우, 고주파 교류 전류에서 손실이 작은 소성 페라이트가 바람직하다. 자성 코어(2)는 원통형 회전체(1a)의 중공부에 수납 가능한 범위내에서 단면적을 가능한 한 크게 하는 것이 바람직하다. 본 실시예에서는 자성 코어의 직경은 5mm 내지 40mm로 하고, 길이 방향의 길이는 230 내지 300mm로 한다. 자성 코어(2)의 형상은 원기둥 형상에 한정되지 않고, 각기둥 형상일 수도 있다는 것에 유의하라. 또한, 자성 코어를 길이 방향으로 복수 분할하고, 각 코어간에 갭을 제공하는 배열을 구성해도 되지만, 이 경우, 후술하는 이유에 의해 분할된 자성 코어간의 갭을 최대한 작게 구성하는 것이 바람직하다.

2-3. 여자 코일

여자 코일(3)은 내열성의 폴리아미드 이미드로 피복된 직경 1 내지 2mm의 동선재(단일 도선(lead wire))를 자성 코어(2) 주위를 약 10회(turns) 내지 100회 나선 형상으로 감아서 형성한다. 본 실시예에서는, 여자 코일(3)의 권선수는 18회로 한다. 여자 코일(3)은 자성 코어(2) 주위에 정착 필름(1)의 모선 방향에 직교하는 방향으로 권회되기 때문에, 이 여자 코일에 고주파 전류를 인가하면, 정착 필름(1)의 모선 방향에 평행한 방향으로 교번 자계를 발생시킬 수 있다.

여자 코일(3)은 반드시 자성 코어(2) 주위를 감아져 있을 필요는 없다는 것에 유의하라. 여자 코일(3)은 나선 형상부를 갖고, 그 나선 형상부의 나선 축이 원통형 회전체의 모선 방향과 평행하게 되도록 나선 형상부가 원통형 회전체의 내부에 배치되고, 자성 코어가 나선 형상부 내에 배치되는 것이 바람직하다. 예를 들면, 원통형 회전체의 내부에 여자 코일(3)이 나선 형상으로 감겨진 보빈(bobbin)이 제공되고, 자성 코어(2)가 그 보빈의 내부에 배치되어 있는 구성이 형성될 수 있다.

또한, 발열의 관점에서 보면, 나선 축과 원통형 회전체의 모선 방향이 평행할 때, 발열 효율은 가장 높아진다. 그러나, 나선 축의 원통형 회전체의 모선 방향에 대한 평행도가 시프트될 경우, "회로를 평행하게 관통하는 자속의 양"은 조금 감소하고, 그 발열 효율은 감소하지만, 시프트의 양이 수 도(degree) 정도 기울어지는 것이라면, 실질적인 문제는 전혀 없다.

2-4. 온도 제어 유닛

도 1에서의 온도 검지 부재(4)는 정착 필름(1)의 표면 온도를 검지하기 위하여 제공된다. 본 실시예에서는, 온도 검지 부재(4)로서 비접촉형 서미스터를 사용하고 있다. 고주파 컨버터(5)는 여자 코일(3)에, 급전 접점부(3a, 3b)를 통해 고주파 전류를 공급한다. 일본 국내에서는 전파법 시행 규칙에 의해 전자기 유도 가열의 이용 주파수가 20.05kHz 내지 100kHz의 범위가 되도록 정해져 있음에 유의하라. 또한, 전원의 부품 비용상, 주파수는 낮은 것이 바람직하기 때문에, 제1 실시예에서는, 이용 주파수대의 하한 부근 21kHz 내지 40kHz의 영역에서 주파수 변조 제어를 행한다. 제어 회로(6)는 온도 검지 부재(4)에 의해 검출된 온도에 기초하여 고주파 컨버터(5)를 제어한다. 따라서, 정착 필름(1)이 전자기 유도 가열되어 표면의 온도가 소정의 목표 온도(약 150도 내지 200도)가 되도록 제어된다.

(3) 발열 원리

3-1. 자력선의 형상과 유도 기전력

먼저, 자력선의 형상에 대하여 설명한다. 일반적인 중공 코어 솔레노이드 코일에서의 자계 형상을 사용하여 먼저 설명할 것임에 유의하라. 도 4a는 여자 코일로서의 중공 코어 솔레노이드 코일(3)(시인성을 좋게 하기 위하여, 도 4a 및 도 4b에서, 권선수를 줄이고, 형상을 단순화함)과 자계의 구성도이다. 솔레노이드 코일(3)은 유한 길이 및 갭 Δd를 갖는 형상이며, 코일에는 고주파 전류가 인가된다. 본 자력선의 방향은 화살표 I의 방향으로 전류가 증가하고 있는 순간이다. 자력선은, 대부분이 솔레노이드 코일(3)의 중앙을 관통하고, 갭 Δd로부터 누설되면서 외주에서 연결된다. 도 4b는 솔레노이드 중심축 X에서의 자속 밀도 분포를 나타낸다. 그래프의 곡선 B1으로 도시된 바와 같이, 자속 밀도는 중심 0의 부분에서 가장 높고, 솔레노이드 단부에서 낮아진다. 그 이유로서, 이는 코일의 갭 Δd로부터, 자력선의 누설 L1, L2이 존재하기 때문이다. 여자 코일(3)을 주회하도록 코일 근방 주회 자계 L2가 형성된다. 이 코일 근방 주회 자계 L2가 원통형 회전체를 효율적으로 발열하기 위하여 적절하지 않은 경로를 관통하고 있다고 말할 수 있다.

도 5a는 동일 형상의 솔레노이드 코일(3)의 중심에 자성 코어(2)를 삽입함으로써 자로를 형성한 경우의, 코일 형상과 자계간의 대응도이다. 도 4a 및 도 4b와 동일한 방식으로, 이는 화살표 I의 방향으로 전류가 증가하고 있는 순간이다. 자성 코어(2)는 솔레노이드 코일(3)에서 생성된 자력선을 내부적으로 유도하여 자로를 형성하도록 구성된 부재로서 기능한다. 제1 실시예에 따른 자성 코어(2)는 환상이 아니지만, 길이 방향으로 각각 단부를 갖는다. 따라서, 자력선중에서, 대다수는 솔레노이드 코일 중심의 자로를 집중적으로 관통하고, 자성 코어(2)의 길이 방향 단부에서 확산하는 형상의 오픈된 자로가 된다. 도 4a에 비해, 코일의 갭 Δd에서의 자력선의 누설이 현저하게 감소하고, 양쪽 극으로부터 나온 자력선은 외주에서 멀리 떨어져서 연결되는 형상의 오픈된 자로가 된다(도면에는 단부에서 단선되어 있음). 도 5b는 솔레노이드 중심축 X에서의 자속 밀도 분포를 나타낸다. 자속 밀도는 그래프상의 곡선 B2로 도시된 바와 같이, B1과 비교하여 솔레노이드 코일(3)의 단부에서의 자속 밀도의 감쇠가 적어지고, B2는 사다리꼴에 가까운 형상이 된다.

3-2. 유도 기전력

발열 원리는 패러데이의 법칙을 따른다. 패러데이의 법칙이란 "회로내의 자계를 변화시키면, 그 회로에 전류를 인가하려고 하는 유도 기전력이 발생하고, 유도 기전력은 회로를 수직으로 관통하는 자속의 시간 변화에 비례한다"라고 하는 것이다. 도 6a에 나타낸 솔레노이드 코일(3)의 자성 코어(2)의 단부 근방에, 코일과 자성 코어보다 직경이 큰 회로 S를 배치하고, 코일(3)에는 고주파 교류 전류를 인가하는 경우를 생각한다. 고주파 교류 전류를 인가했을 경우, 솔레노이드 코일 주변에는 교번 자계(시간이 흐름에 따라 크기와 방향이 변화를 반복하는 자계)가 형성된다. 그 때, 회로 S에 발생하는 유도 기전력은 이하의 식 1에 따라, 패러데이의 법칙에 따라 회로 S의 내부를 수직으로 관통하는 자속의 시간 변화에 비례한다.

<수학식 1>

... (1)

V: 유도 기전력

N: 코일 권선수

ΔΦ/Δt: 미소 시간 Δt에서 회로를 수직으로 관통하는 자속의 변화

즉, 여자 코일에 직류 전류를 인가하여 정자계를 형성한 상태에서, 회로 S를 자력선의 수직 성분이 보다 많이 관통하고 있으면, 고주파의 교류 전류를 인가하여 교번 자계를 발생시켰을 때의 자력선의 수직 성분의 시간 변화도 커진다. 그 결과, 발생하는 유도 기전력도 커지고, 그 자속의 변화를 상쇄하는 방향으로 전류가 흐른다. 즉, 교번 자계를 발생시킨 결과, 전류가 흐르면, 자속의 변화는 상쇄되어 정자계를 형성했을 때와는 다른 자력선 형상을 형성한다. 또한, 이 유도 기전력 V는 교류 전류의 주파수가 높아질수록(즉, Δt가 작아질수록) 커지기 쉽다. 따라서, 50 내지 60Hz의 저주파수의 교류 전류를 여자 코일에 인가하는 경우와, 21 내지 100kHz의 고주파수의 교류 전류를 여자 코일에 인가하는 경우 사이에는, 소정의 자속의 양으로 발생시킬 수 있는 기전력이 크게 상이하다. 교류 전류의 주파수를 고주파수로 변경하면, 적은 자속에서도 높은 기전력을 발생시킬 수 있다. 따라서, 교류 전류의 주파수를 고주파수로 변경하는 경우, 단면적이 작은 자성 코어로 다량의 발열을 발생시킬 수 있기 때문에, 작은 정착 장치에서 큰 열량을 발생시키고 싶을 경우에 매우 유효하다. 이것은, 교류 전류의 주파수를 크게 함으로써, 트랜스포머를 소형화할 수 있는 것과 유사하다. 예를 들면, 저주파수대(50 내지 60Hz)에서 사용되는 트랜스포머는 Δt의 증가분만큼 자속 Φ을 크게 할 필요가 있고, 자성 코어의 단면적을 크게 할 필요가 있다. 한편, 고주파수대(kHz)에서 사용되는 트랜스포머는, Δt의 감소분만큼 자속 Φ을 작게 할 수 있고, 자성 코어의 단면적을 작게 설계할 수 있다.

이상 설명한 것으로서, 교류 전류의 주파수를 21 내지 100kHz의 고주파수대에서 사용하기 때문에, 자성 코어의 단면적을 작게 하여 화상 형성 장치의 소형화를 실현할 수 있다.

교번 자계에 의해 고효율로 회로 S에서 유도 기전력을 발생시키기 위해서는, 회로 S를 자력선의 수직 성분이 보다 많이 관통하는 상태를 설계할 필요가 있다. 그러나, 교번 자계에서는, 코일에 유도 기전력이 발생했을 때의 반자계 영향 등도 고려할 필요가 있고, 현상이 복잡하게 된다. 본 실시예에 따른 정착 장치에 대해서는 후술될 것이지만, 본 실시예에 따른 정착 장치를 설계하기 위해서는, 유도 기전력이 발생하고 있지 않은 정자계의 상태에서 자력선의 형상에 대해 논의되기 때문에, 보다 간단한 물리 모델로 설계를 진행시킬 수 있다. 즉, 정자계에서의 자력선 형상을 최적화함으로써, 교번 자계에서 고효율로 유도 기전력을 발생시키는 정착 장치를 설계할 수 있다.

도 6b는 솔레노이드 중심축 X에서의 자속 밀도 분포를 나타낸다. 코일에 직류 전류를 인가하여 정자계(시간상 변동하지 않는 자계)를 형성한 경우를 고려하면, 회로 S를 위치 X1에 배치하였을 때의 자속에 비해, 회로 S를 위치 X2에 배치하였을 때, 회로 S를 수직으로 관통하는 자속은 B2에 도시한 바와 같이 증가한다. 위치 X2에서, 자성 코어(2)에 의해 속박된 자력선의 거의 모두가 회로 S내에 수납되고, 위치 X2보다도 X축의 정방향의 안정 영역 M에서는, 회로를 수직으로 관통하는 자속은 포화하여 항상 최대가 된다. 동일한 것은 반대측 단부에도 적용될 수 있고, 도 7b의 자속 밀도 분포에 도시한 바와 같이 위치 X2로부터, 반대측 단부의 X3까지의 안정 영역 M에서는, 회로 S의 내부를 수직으로 관통하는 자속 밀도가 포화되고 안정되어 있다. 도 7a에 도시한 바와 같이, 이 안정 영역 M은 자성 코어(2)를 포함하는 영역 내에 존재한다.

도 8a에 도시한 바와 같이, 본 실시예에서의 자력선(자속) 구성에 관련하여, 정자계를 형성한 경우에, 원통형 회전체(1a)는 X2로부터 X3의 영역에서 피복되어 있다. 다음으로, 자성 코어(2)의 일단부(자극성(magnetic polarity) NP)로부터 타단부(자극성 SP)까지, 원통형 회전체의 외부를 자력선이 우회하는(pass over) 자력선의 형상이 설계된다. 다음으로, 안정 영역 M을 사용하여 기록재상의 화상을 가열한다. 따라서, 제1 실시예에서는, 적어도 자로를 형성하기 위한 자성 코어(2)의 길이 방향의 길이는, 기록재 P의 최대 화상 가열 영역 ZL보다도 길게 되도록 구성될 필요가 있다. 더욱 바람직한 구성으로서는, 자성 코어(2)와 여자 코일(3)의 양쪽 길이 방향의 길이를 최대 화상 가열 영역 ZL보다 길게 되도록 구성하는 것이 바람직하다. 따라서, 기록재 P상의 토너상을 단부까지 균일하게 가열할 수 있다. 또한, 원통형 회전체(1a)의 길이 방향의 길이는 최대 화상 가열 영역 ZL보다 길게 되도록 구성할 필요가 있다. 본 실시예에서, 도 8a에 나타낸 솔레노이드 자계를 형성했을 경우, 2개의 자극성 NP와 SP가 최대 화상 가열 영역 ZL보다도 외부로 도출하는 것이 중요하다. 따라서, ZL의 범위에 균일한 열을 발생시킬 수 있다.

최대 화상 가열 영역 대신에 기록재의 최대 반송 영역을 사용할 수 있다는 것에 유의하라.

본 실시예에서는, 자성 코어(2)의 길이 방향의 양단부가 각각, 정착 필름(1)의 모선 방향의 단부면으로부터 외부로 돌출되어 있다. 따라서, 정착 필름(1)의 모선 방향의 전체 영역의 발열량을 안정화시킬 수 있다.

종래 기술에 따른 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치는 원통형 회전체의 재료 내부에 자력선을 주입한다고 하는 기술적 사상에서 설계되고 있다. 한편, 제1 실시예에 따른 전자기 유도 가열 방식은 회로 S를 수직으로 관통하는 자속이 최대가 되는 상태에서, 원통형 회전체의 전체 영역을 발열시키는, 즉, 원통형 회전체의 외부를 자력선이 우회하도록 한다고 하는 기술적 사상에서 설계되고 있다.

이하, 본 실시예의 목적에 적합하지 않은 자력선 형상의 예를 3개 나타낸다. 도 9a는 자력선이 원통형 회전체의 내측(원통형 회전체와 자성 코어 사이의 영역)을 관통하고 있는 예를 나타낸다. 이 경우, 원통형 회전체의 내측을 관통하는 자력선은, 도면에서 좌측 방향으로 향하는 자력선과 우측 방향으로 향하는 자력선이 혼재하기 때문에, 양자는 서로 상쇄되어, 패러데이의 법칙에 따라, Φ의 적분값은 감소되고, 발열 효율이 감소하기 때문에 바람직하지 않다. 이러한 자력선 형상은 자성 코어의 단면적이 작은 경우, 자성 코어의 비투자율이 작은 경우, 자성 코어가 길이 방향으로 분할되어 큰 갭을 형성하고 있는 경우, 및 원통형 회전체의 직경이 큰 경우에 발생한다. 도 9b는 자력선이 원통형 회전체의 재료 내부를 관통하고 있는 예를 나타낸다. 이러한 상태는 원통형 회전체의 재료가 니켈, 철 등의 비투자율이 높은 재료일 경우에 발생하기 쉽다.

이상 설명한 것부터, 본 실시예의 목적에 적합하지 않은 자력선 형상은 다음의 (I) 내지 (V)의 경우에 형성되고, 이것은 원통형 회전체의 재료 내부에서 발생하는 와전류 손실에 의한 줄 열에 의해 발열하는 종래 기술에 따른 정착 장치이다.

(I) 원통형 회전체의 재료의 비투자율은 크다

(II) 원통형 회전체의 단면적은 크다

(III) 자성 코어의 단면적은 작다

(IV) 자성 코어의 비투자율은 작다

(V) 자성 코어는 길이 방향으로 분할되어 큰 갭을 형성한다

도 9c는 자성 코어가 길이 방향으로 복수로 분할되며 자성 코어의 양단부 NP 및 SP 부분 이외의 위치 MP에서 자극성이 형성되는 경우이다. 본 실시예의 목적을 달성하기 위해서는, NP와 SP의 2개만을 자극성으로 하도록 자로를 형성하는 것이 바람직하고, 자성 코어를 길이 방향으로 복수로 분할하여 자극성 MP를 형성하는 것은 바람직하지 않다. 3-3에서 후술하는 이유에 따르면, 자성 코어 전체의 자기 저항을 상승시켜서 자로가 형성되는 것을 방지하는 경우와 자극성 MP 부분의 부근에서 발열량이 감소하여 균일하게 화상이 가열되는 것을 방지하는 경우가 있을 수 있다. 자성 코어를 분할하는 경우에는, 자성 코어가 충분히 자로로서 작용하도록, 자기 저항을 줄이고 퍼미언스(permeance)가 크게 유지되는 범위(3-6에서 후술됨)에 한정된다.

3-3. 자기 회로 및 퍼미언스

다음으로, 본 실시예의 필수적인 특징인 3-2에 설명한 발열 원리를 달성하기 위한, 구체적인 설계 지침에 대하여 설명한다. 그 목적을 달성하기 위해서는, 정착 장치의 구성요소들의 원통형 회전체의 모선 방향으로의 자기(magnetism)의 통과의 용이함을, 형상 계수로 표현할 필요가 있다. 그 형상 계수는 "정자계에서의 자기 회로 모델"의 "퍼미언스"를 사용한다. 먼저, 일반적인 자기 회로의 사고 방식에 대하여 설명한다. 자력선이 주로 통하는 자로의 폐회로(closed circuit)는 전기 회로에 대하여 자기 회로라고 한다. 자기 회로에서 자속을 계산할 때, 전기 회로의 전류 계산에 따라 행할 수 있다. 자기 회로의 기본 계산식은 전기 회로에 관한 옴의 법칙과 동일하고, 전체 자력선은 Φ, 기전력은 V, 자기 저항은 R이라고 하면, 이 3개의 요소는

전체 자력선 Φ=기전력 V/자기 저항 R ... (2)

의 관계를 갖는다(따라서, 전기 회로에서의 전류는 자기 회로에서의 전체 자력선 Φ과 대응하고, 전기 회로에서의 기전력은 자기 회로에서의 기전력 V와 대응하고, 전기 회로에서의 전기 저항은 자기 회로에서의 자기 저항과 대응함). 그러나, 원리를 보다 이해하기 쉽게 설명하기 위하여, 자기 저항 R의 역수인 퍼미언스 P를 사용하여 설명한다. 따라서, 상술한 수식 (2)는

전체 자력선 Φ = 기전력 V × 퍼미언스 P ... (3)

로 치환된다.

이 퍼미언스 P는, 자로의 길이를 B, 자로의 단면적을 S, 자로의 투자율을 μ로 했을 때,

퍼미언스 P = 투자율 μ × 자로 단면적 S / 자로 길이 B ... (4)

로 표현된다.

퍼미언스 P는, 자로 길이 B가 짧고, 자로 단면적 S 및 투자율 μ가 클수록 퍼미언스 P가 더 커지는 것을 나타내고, 퍼미언스 P가 큰 부분에서 자력선 Φ이 보다 많이 형성된다.

도 8a에 도시한 바와 같이, 정자계에서 자성 코어의 길이 방향의 일단부로부터 나오는 자력선의 대부분이 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부까지 복귀되게 설계한다. 그 설계시, 정착 장치를 자기 회로로 간주하고, 자성 코어(2)의 퍼미언스는 충분히 크게 설정하고, 또한 원통형 회전체와 원통형 회전체의 내측 퍼미언스는 충분히 작게 설정하는 것이 바람직하다.

도 10a 및 도 10b에서, 원통형 회전체(도전층)는 원통체로 기재한다. 도 10a는 원통체(1a) 내부에, 반경은 a1m, 길이는 Bm, 비투자율은 μ1인 자성 코어(2)와, 권선수는 N회인 여자 코일(3)이 감겨진 유한 길이 솔레노이드를 배치한 구조체이다. 여기서, 원통체는 길이가 Bm, 원통체 내측 반경이 a2m, 원통체 외부 반경이 a3m, 비투자율이 μ2인 도체이다. 원통체의 내측 및 외부의 진공의 투자율은 μ₀ H/m으로 한다. 솔레노이드 코일에 전류 IA를 인가할 때, 자성 코어의 임의 위치의 단위 길이당 발생하는 자속(8)은 φc(x)이다.

도 10b는 자성 코어(2)의 길이 방향에 수직인 단면을 확대한 도면이다. 도면내의 화살표는, 솔레노이드 코일에 전류 I를 인가했을 때에, 자성 코어 내부의 공기, 원통체 내부 및 외부의 공기 및 원통체를 관통하는 자성 코어의 길이 방향에 평행한 자력선을 나타낸다. 자성 코어를 관통하는 자속은 φc(=φc(x)), 원통체 내부의 공기를 관통하는 자속은 φa_in, 원통체를 관통하는 자속은 φcy, 원통체 외부의 공기를 관통하는 자속은 φa_out이라고 한다.

도 11a는 도 10b에 나타낸 단위 길이당 코어, 코일 및 원통체를 포함하는 공간의 자기 등가 회로를 나타낸다. 자성 코어의 자속 φc에 의해 발생하는 기전력은 Vm이고, 자성 코어의 퍼미언스는 Pc이고, 원통체 내부의 공기의 퍼미언스는 Pa_in이고, 원통체내의 퍼미언스는 Pcy이고, 원통체 외부의 공기의 퍼미언스는 Pa_out이라고 한다. 원통체 내부의 퍼미언스 Pa_in 또는 원통체의 퍼미언스 Pcy에 비하여 자성 코어의 퍼미언스 Pc가 충분히 클 때, 이하의 관계가 성립된다.

φc=φa_in+φcy+φa_out ... (5)

즉, 이것은 자성 코어의 내부를 관통한 자속이 φa_in, φcy, φa_out 중 어느 1개를 반드시 통과하여 자성 코어로 되돌아 오는 것을 의미한다.

φc=Pc·Vm ... (6)

φa_in=Pa_in·Vm ... (7)

φcy=Pcy·Vm ... (8)

φa_out=Pa_out·Vm ... (9)

따라서, (5)에 (6) 내지 (9)를 대입하면, 수식 (5)는 다음과 같이 된다.

Pc·Vm=Pa_in·Vm+Pcy·Vm+Pa_out·Vm

=(Pa_in+Pcy+Pa_out)·Vm

Pc-Pa_in-Pcy-Pa_out=0 ... (10)

도 10b에 따르면, 자기 코일의 단면적은 Sc이고, 원통체 내측 공기의 단면적은 Sa_in이고, 원통체의 단면적은 Scy로 하면, 각 영역의 단위 길이당 퍼미언스는 다음과 같이, "투자율 × 단면적"으로 표현될 수 있고, 그 단위는 H·m이다.

Pc=μ1·Sc=μ1·π(a1)² ... (11)

Pa_in=μ0·Sa_in=μ0·π·((a2)²-(a1)²) ... (12)

Pcy=μ2·Scy=μ2·π·((a3)²-(a2)²) ... (13)

또한, Pc-Pa_in-Pcy-Pa_out=0이기 때문에, 원통체 외부 공기내의 퍼미언스는 다음과 같이 나타낼 수 있다.

Pa_out=Pc-Pa_in-Pcy

=μ1·Sc-μ0·Sa_in-μ2·Scy

=π·μ1·(a1)²

-π·μ0·((a2)²-(a1)²)

-π·μ2·((a3)²-(a2)²) ... (14)

각 영역을 관통하는 자속은 식 (5) 내지 식 (10)에 도시한 바와 같이, 각 영역의 퍼미언스에 비례한다. 식 (5) 내지 (10)을 사용하면, 후술하는 표 1과 같이 각 영역을 관통하는 자속의 비율을 산출할 수 있다. 원통체의 중공부에, 공기 이외의 재료가 존재하는 경우에, 그 단면적과 투자율로부터, 원통체 내부의 공기와 동일한 방법으로 퍼미언스를 구할 수 있다. 이 경우의 퍼미언스의 계산 방법은 후술한다.

본 실시예에서는, "원통형 회전체의 길이 방향으로의 자기의 통과의 용이함을 표현하기 위한 형상 계수"로서, "단위 길이당 퍼미언스"를 이용한다. 표 1은 본 실시예의 구성에서, 식 (5) 내지 (10)을 사용하여 자성 코어, 필름 가이드(닙부 형성 부재), 원통체 내부의 공기, 원통체에 대한 단면적 및 투자율로부터 단위 길이당 퍼미언스를 계산한다. 마지막으로, 식 (14)를 사용하여 원통체 외부의 공기의 퍼미언스를 계산한다. 본 계산은 "원통체에 포함되고, 자로로서 기능할 수 있는 부재"는 모두 고려한다. 본 계산은 자성 코어의 퍼미언스의 값을 100％로 하여, 각 부분의 퍼미언스의 비율이 얼마인지를 나타낸다. 이에 따르면, 어느 부분에서 자로가 형성되기 쉬운지와, 자속이 어느 부분을 통과하는지에 대하여, 자기 회로를 사용하여 수치화할 수 있다.

퍼미언스 대신에 자기 저항 R(퍼미언스 P의 역수)을 사용할 수 있다. 자기 저항을 사용하여 논의할 경우, 자기 저항은 단순하게 퍼미언스의 역수이기 때문에, 단위 길이당 자기 저항 R은 "1/(투자율×단면적)"으로 나타낼 수 있고, 그 단위는 "1/(H·m)"이다.

이하, 수치화하기 위하여 사용될 제1 실시예의 구성의 상세(재료와 수치)를 열거한다.

자성 코어 2: 페라이트(비투자율 1800), 직경 14mm(단면적 1.5×10^-4m²)

필름 가이드: PPS(비투자율 1), 단면적 1.0×10^-4m²

원통형 회전체(도전층)(1a): 알루미늄(비투자율 1), 직경 24mm, 두께 20㎛(단면적 1.5×10^-6 m²)

정착 필름의 탄성층(1b)과 정착 필름의 표면층(1c)은 발열층인 원통형 회전체(도전층)(1a)보다 외부에 있으며, 또한 발열에 기여하지 않는다. 따라서, 퍼미언스(또는 자기 저항)는 계산할 필요는 없고, 본 자기 회로 모델에서는 정착 필름의 탄성층(1b)과 정착 필름의 표면층(1c)은 "원통체 외부의 공기"에 포함하여 취급할 수 있다.

상술한 치수와 비투자율로부터 계산한 정착 장치의 구성물들의 "단위 길이당 퍼미언스와 자기 저항"을 다음 표 1에서 요약한다.

[표 1]

제1 실시예의 자기 퍼미언스(Magnetic Permeance)

"단위 길이당 퍼미언스"에 대해서, 도 11a의 자기 등가 회로도와 실제 수치간의 대응 관계에 대하여 설명한다. 자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스 Pc는 다음과 같이 표현된다(표 1).

Pc=3.5×10^-7 H·m

도전층과 자성 코어간의 영역의 단위 길이당 퍼미언스 Pa_in는 필름 가이드의 단위 길이당 퍼미언스와 원통체 내부의 공기의 단위 길이당 퍼미언스의 합성이기 때문에, 다음과 같이 표현된다(표 1).

Pa_in = 1.3 × 10^-10 + 2.5 × 10^-10 H·m

도전층의 단위 길이당 퍼미언스 Pcy는 표 1에 기재된 원통체이며, 다음과 같이 표현된다.

Pcy=1.9×10^-12 H·m

Pa_out는 표 1에 기재된 원통체 외부의 공기이며, 다음과 같이 나타낼 수 있다.

Pa_out=Pc-Pa_in-Pcy=3.5×10^-7 H·m

다음으로, 퍼미언스의 역수인 자기 저항을 사용한 경우에 대하여 설명한다. 자성 코어의 단위 길이당 자기 저항은 다음과 같다.

Rc=2.9×10⁶ 1/(H·m)

도전층과 자성 코어간의 영역 자기 저항은 다음과 같다.

Ra_in=1/Pa_in=2.7×10⁹ 1/(H·m)

필름 가이드의 저항 Rf=8.0×10⁹ 1/(H·m)과 원통체 내부의 공기의 저항 Ra=4.0×10⁹ 1/(H·m)으로부터 자기 저항을 직접 계산할 경우에는, 병렬 회로의 합성 저항의 식을 사용할 필요가 있다는 것에 유의하라.

Rcy에 해당하는 것은, 표 1에 기재된 원통체이며, Rcy=5.3×10¹¹ H·m이 된다. 또한, 원통체와 자성 코어간의 영역의 공기의 단면적은, 직경 24mm인 원통체의 중공부의 단면적으로부터 자성 코어의 단면적과 필름 가이드의 단면적을 차감하여 계산하였다. 통상적으로, 본 실시예를 정착 장치로서 사용할 때의 퍼미언스값의 표준은 실질적으로 다음과 같다.

자성 코어에 대해서는, 소결 페라이트를 사용한 경우, 비투자율은 실질적으로 500 내지 10000 정도이고, 단면은 5mm 내지 20mm 정도가 된다. 따라서, 자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스는 1.2×10^-8 내지 3.9×10^-6 H·m이 된다. 다른 강자성체를 사용한 경우에는, 비투자율은 실질적으로 100 내지 10000 정도를 선택할 수 있다.

필름 가이드의 재료로서, 수지를 사용한 경우, 비투자율은 실질적으로 1.0이며, 단면적은 10mm² 내지 200mm² 정도가 된다. 따라서, 단위 길이당 퍼미언스는 1.3×10^-11 내지 2.5×10^-10 H·m이 된다.

원통체 내부의 공기에 대해서는, 공기의 비투자율은 실질적으로 1이며, 대략적인 단면적은 원통형 회전체의 단면적과 코어의 단면적 사이의 차분이 되기 때문에, 10mm 내지 50mm에 상당하는 단면적이 된다. 따라서, 단위 길이당 퍼미언스는 1.0×10^-11 내지 1.0×10^-10 H·m이 된다. 여기에서 언급되는 원통체 내부의 공기란, 원통형 회전체(도전층)와 자성 코어 사이의 영역이다.

원통형 회전체(도전층)에 대해서는, 웜업시간을 단축하기 위하여, 열용량이 작을수록 바람직하다. 따라서, 두께는 1 내지 50㎛로 하고, 직경은 10 내지 100mm 정도로 하면 바람직하다. 자성체가 재료인 니켈(비투자율 600)을 사용한 경우의 단위 길이당 퍼미언스는 4.7×10^-12 내지 1.2×10^-9 H·m이 된다. 재료로서 비자성체를 사용한 경우의 단위 길이당 퍼미언스는 8.0×10^-15 내지 2.0×10^-12 H·m이 된다. 이상이, 본 실시예에 따른 정착 장치의 대략적인 "단위 길이당 퍼미언스"의 범위이다.

여기서, 상기 퍼미언스값을 자기 저항값으로 치환한 경우에는, 이하와 같이 된다. 자성 코어, 필름 가이드, 원통체 내부의 공기의 각각의 자기 저항 범위는, 2.5×10⁵ 내지 8.1×10⁷ 1/(H·m), 4.0×10⁹ 내지 8.0×10¹⁰ 1/(H·m), 1.0×10⁸ 내지 1.0×10¹⁰ 1/(H·m)이다.

원통형 회전체에 대해서는, 자성체가 재료인 니켈(비투자율 600)을 사용한 경우의 단위 길이당 자기 저항은 8.3×10⁸ 내지 2.1×10¹¹ 1/(H·m)이며, 재료로서 비자성체를 사용한 경우의 단위 길이당 자기 저항은 5.0×10¹¹ 내지 1.3×10¹⁴ 1/(H·m)이 된다.

이상이, 본 실시예에 따른 정착 장치의 대략적인 "단위 길이당 자기 저항"의 범위이다.

다음으로, 표 1의 "자속의 비율" 및 도 11b를 참조하여 자기 등가 회로를 설명한다. 본 실시예에서, 정자계에서의 자기 회로 모델상에서, 자성 코어 내부를 관통하는 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선 100％가 통과하는 경로는 다음과 같은 내역이다. 자성 코어를 관통하는 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선 100％ 가운데 0.0％는 필름 가이드를, 0.1％는 원통체 내부의 공기를, 0.0％는 원통체를, 99.9％는 원통체 외부의 공기를 관통한다. 이후, 이 상태는 "원통체 외부의 자속의 비율: 99.9％"라고 표현된다. 이유는 후술될 것이며, 본 실시예의 목적을 달성하기 위해서는 "정자계에서의 자기 회로 모델 상에서, 원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율"의 값이 100％에 가까울수록 바람직하다는 것에 유의하라.

"원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율"은 여자 코일에 직류 전류를 인가하여 정자계를 형성했을 때, 자성 코어의 내부를 필름의 모선 방향으로 통과하여 자성 코어의 길이 방향의 일단부로부터 나온 자력선 중에서 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 자력선의 비율이다.

식 (5) 내지 (10)에 기재된 파라미터로 나타내면, "원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율"은 Pc에 대한 Pa_out의 비율(=Pa_out/Pc)이다.

"원통체 외부의 자력선의 비율"이 높은 구성을 만들기 위해서는, 구체적으로는 하기와 같은 설계 수단이 바람직하다.

수단 1: 자성 코어의 퍼미언스를 크게 한다(자성 코어 단면적을 크게하고, 재료의 비투자율을 크게 한다)

수단 2: 원통체 내의 퍼미언스를 작게 한다(공기 부분의 단면적을 작게 한다)

수단 3: 원통체 내에 철 등의 퍼미언스가 큰 부재를 배치하지 않는다

수단 4: 원통체의 퍼미언스를 작게 한다(원통체의 단면적을 작게 하고, 원통체에 사용하는 재료의 비투자율을 작게 한다)

수단 4에 따르면, 원통체는 비투자율 μ이 낮은 재료가 바람직하다. 원통체로서 비투자율 μ이 높은 재료를 사용할 때는, 원통체의 단면적을 가능한 한 보다 작게 할 필요가 있다. 이것은, 원통체의 단면적이 클수록, 원통체를 관통하는 자력선의 수가 많아져서 발열 효율이 높아지는 종래 기술에 따른 정착 장치와는 반대이다. 또한, 원통체 내에는 퍼미언스가 큰 부재를 배치하지 않는 것이 바람직하지만, 할 수 없이 철 등을 배치해야 하는 경우에는, 단면적을 작게 하는 등에 의해, "원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율"을 제어할 필요가 있다.

자성 코어를 길이 방향으로 2개 이상으로 분할하고, 분할한 자성 코어 사이에 갭을 제공하는 경우도 있을 수 있음에 유의하라. 그 경우, 이 갭이 공기 또는 비투자율이 1.0이라고 간주할 수 있는 매체와 같은 자성 코어의 비투자율보다도 작은 매체로 충족되고 있을 경우, 자성 코어 전체의 자기 저항은 커져서 자로 형성 능력을 감소시키게 된다. 따라서, 본 실시예를 달성하기 위해서는, 자성 코어의 갭을 엄격하게 관리할 필요가 있다. 자성 코어의 퍼미언스의 계산 방법은 복잡하게 된다. 이하에, 자성 코어를 2개 이상으로 분할하고, 갭 또는 시트 형상 비자성체를 그 사이에 개재하여 등간격으로 배열했을 경우의 자성 코어 전체의 퍼미언스의 계산 방법에 대하여 설명한다. 이 경우, 길이 방향 전체의 자기 저항을 도출하고, 도출된 자기 저항을 전체 길이로 나누어서 단위 길이당 자기 저항을 구하고, 그 역수를 취하여 단위 길이당 퍼미언스를 구할 필요가 있다.

먼저, 자성 코어의 길이 구성도를 도 12에 나타내었다. 자성 코어 c1 내지 c10은, 단면적이 Sc이고, 투자율이 μc이며, 분할된 자성 코어 1개당 길이 치수가 Lc이고, 갭 g1 내지 g9는, 단면적이 Sg이고, 투자율이 μg이며, 1갭당 길이 치수가 Lg이다. 이때, 길이 전체의 자기 저항 Rm_all은, 이하의 식에 의해 부여된다.

Rm_all=(Rm_c1+Rm_c2+ ... +Rm_c10)+(Rm_g1+Rm_g2+ ... +Rm_g9) ... (15)

본 구성의 경우에는, 자성 코어의 형상 및 재료와 갭 폭은 균일하므로, Rm_c가 더해진 합계를 ΣRm_c로 하고, Rm_g가 더해진 합계를 ΣRm_g로 하면, 식 (15)는 다음과 같이 표현된다.

Rm_all=(ΣRm_c)+(ΣRm_g) ... (16)

자성 코어의 길이를 Lc로 하고, 투자율을 μc로 하고, 단면적을 Sc로 하고, 갭의 길이 치수를 Lg로 하고, 투자율을 μg로 하며, 단면적을 Sg로 하면,

Rm_c=Lc/(μc·Sc) ... (17)

Rm_g=Lg/(μg·Sg) ... (18)

이들을 식(16)에 대입함에 따라, 길이 치수 전체의 자기 저항 Rm_all은

Rm_all=(ΣRm_c)+(ΣRm_g)

=(Lg/(μc·Sc))×10+(Lg/(μg·Sg))×9 ... (19)

이 된다. 단위 길이당 자기 저항 Rm은, Lc가 더해진 합계를 ΣLc로 하고, Lg가 더해진 합계를 ΣLg로 하면,

Rm=Rm_all/(ΣLc+ΣLg)

=Rm_all/(L×10+Lg×9) ... (20)

이 되고, 단위 길이당 퍼미언스 Pm는, 이하와 같이 구해진다.

Pm=1/Rm=(ΣLc+ΣLg)/Rm_all

=(ΣLc+ΣLg)/[{ΣLc/(μc+Sc)}+{ΣLg/(μg+Sg)}] ... (21)

ΣLc: 분할된 자성 코어의 길이 합계

μc: 자성 코어의의 투자율

Sc: 자성 코어의 단면적

ΣLg: 갭 길이의 합계

μg: 갭의 투자율

Sg: 갭의 단면적

식 (21)에 따르면, 갭 Lg를 크게 하는 것은, 자성 코어의 자기 저항 증가(퍼미언스의 저하)로 이어진다. 본 실시예에 따른 정착 장치를 구성하기 위하여, 발열의 원리상, 자성 코어의 자기 저항이 작아지도록(퍼미언스가 커지도록) 설계하는 것이 바람직하기 때문에, 갭을 제공하는 것은 그다지 바람직하지 않다. 그러나, 자성 코어가 손쉽게 깨지는 것을 방지하기 위하여 자성 코어를 2개 이상으로 분할하여 갭을 제공하는 경우가 있을 수 있다. 이 경우, 갭 Lg은 가능한 한 작게(바람직하게는 50㎛ 이하 정도) 구성하고, 후술하는 퍼미언스 또는 자기 저항의 설계 조건으로부터 벗어나지 않도록 설계함으로써, 본 실시예의 목적을 달성할 수 있다.

3-4. 원통형 회전체 내부의 주회 전류(circumference direction current)

도 8a에서, 중심으로부터 자성 코어(2), 여자 코일(3) 및 원통형 회전체(도전층(1a))이 동심원 형상으로 배치되어 있고, 여자 코일(3) 내에 화살표 I 방향으로 전류가 증가하고 있을 때에는, 개념도에서 8개의 자력선이 자성 코어(2)를 관통하고 있다.

도 13a는 도 8a의 위치 O에서의 단면 구성의 개념도를 나타낸다. 자로를 통과하는 자력선 Bin은 도면에서 깊이 방향으로 향하는 화살표(8개의 X 표시)로 나타나 있다. 도면에서 앞쪽 방향을 향하는 화살표 Bout(8개의 도트 표시)은 정 자계를 형성할 때에 자로의 외부로 되돌아 오는 자력선을 나타낸다. 이것에 따르면, 도면에서 원통형 회전체(1a) 내의 깊이 방향으로 향하는 자력선 Bin의 개수는 8개이며, 도면에서 원통형 회전체(1a)의 외부를 앞쪽 방향으로 되돌아 오는 자력선 Bout의 개수도 8개이다. 여자 코일(3) 내에 화살표 I의 방향으로 전류가 증가하고 있는 순간에, 자로내에 도면에서의 깊이 방향으로 향하는 화살표(원 내에 X 표시)와 같이 자력선이 형성된다. 실제로 교번 자계를 형성한 경우에는, 이러한 방식으로 형성되는 자력선을 상쇄시키도록, 원통형 회전체(1a)의 둘레 방향으로 전체 영역에 유도 기전력이 인가되고, 전류는 화살표 J의 방향으로 흐른다. 원통형 회전체(1a)에 전류가 흐르면, 원통형 회전체(1a)는 금속이기 때문에, 전기 저항에 의해 주울 발열(Joule's heating)한다.

이 전류 J가 원통형 회전체(1a)를 둘레 방향으로 흐르는 것은, 본 실시예의 중요한 특징이다. 본 실시예의 구성에서는, 정자계에서 자성 코어의 내부를 통과하는 자력선 Bin이 원통형 회전체(1a)의 중공부를 통과하고, 자성 코어의 일단부로부터 나와서 자성 코어의 타단부로 되돌아 오는 자력선 Bout이 원통형 회전체(1a)의 외부를 우회한다. 이것은 교번 자계에서, 원통형 회전체(1a) 내부에서 주회 전류가 지배적이고, 도 31에 나타낸 바와 같은 자력선이 도전층의 재료 내부를 관통하여 발생되는 와전류 E//가 발생하는 것을 방지하기 때문이다. 이후, 유도 가열의 설명에서 대체적으로 사용되는 "와전류"(비교예 3 및 4에서 후술함)와 구별하기 위하여, 본 실시예의 구성에서 원통형 회전체를 화살표 J의 방향(또는 그 역방향)으로 균일하게 흐르는 전류를 "주회 전류"라고 칭한다. 패러데이의 법칙을 따르는 유도 기전력은 원통형 회전체(1a)의 둘레 방향으로 발생하기 때문에, 이 주회 전류 J는 원통형 회전체(1a) 내부를 균일하게 흐른다. 자력선은 고주파 전류에 따라 생성/소멸 및 방향 반전을 반복하고, 주회 전류 J는 고주파 전류와 동기하여 생성/소멸 및 방향 반전을 반복하고, 원통형 회전체의 재료의 두께 방향으로 전체 영역의 저항값에 따라 주울 발열한다. 도 13b는 자성 코어의 자로를 통과하는 자력선 Bin과, 자로의 외부로부터 되돌아 오는 자력선 Bout과, 원통형 회전체(1a) 내부를 흐르는 주회 전류 J의 방향을 나타내는 길이 방향의 사시도이다.

다른 이점으로서, 원통형 회전체와 여자 코일(3)간의 원통형 회전체의 래디얼 방향(radial direction)의 간격에 관한 제약이 적다는 것이다. 여기서, 도 34는 자성 코어를 갖지 않고, 원통체(1a)의 중공부에 나선축이 원통체(1d)의 모선 방향과 평행한 나선부를 갖는 여자 코일(3)이 제공된 정착 장치의 길이 방향의 단면을 나타낸다. 이 정착 장치는 여자 코일(3)의 근방에 발생한 자속 L2이 원통형 회전체(1a)를 관통할 때, 원통형 회전체(1a)에 와전류가 발생하여 발열한다. 따라서, L2가 발열에 기여하도록 하기 위하여, 여자 코일(3)과 원통형 회전체(1d)간의 간격 Δdc를 작게 설계할 필요가 있다.

그러나, 원통형 회전체(1d)의 두께를 얇게 하여 원통형 회전체에 가요성을 갖게 한 경우에, 정착 필름(1)은 변형되기 때문에, 전체 둘레에 걸쳐서 여자 코일(3)과 원통형 회전체(1d)간의 간격 Δdc를 고정밀도로 유지하기 어렵다.

한편, 본 실시예에 따른 정착 장치에서, 주회 전류는 원통형 회전체(1a)의 중공부를 원통형 회전체(1a)의 모선 방향으로 관통하는 자력선의 시간 변화에 비례한다. 이 경우, 여자 코일, 자성 코어 및 원통형 회전체(1a)와의 위치 관계가 수 mm 내지 수십 mm 시프트될 때에도, 원통형 회전체(1a)에 작용하는 기전력은 쉽게 변동되지 않는다. 따라서, 본 실시예에 따른 정착 장치는 필름과 같은 가요성을 갖는 원통형 회전체를 발열시키는 용도에 우수하다. 따라서, 도 3에 도시한 바와 같이, 원통형 회전체(1a)가 타원형으로 변형되어도, 주회 전류를 원통형 회전체(1a)에 효율적으로 인가할 수 있다. 또한, 자성 코어(2)와 여자 코일(3)의 단면 형상은 임의 형상(사각형, 오각형 등)일 수 있기 때문에, 설계의 자유도도 넓다.

3-5. 전력의 변환 효율

정착 필름의 원통형 회전체(도전층)를 발열시킬 때에는, 여자 코일에 고주파 교류 전류를 인가하여, 교번 자계를 형성한다. 이 교번 자계는 원통형 회전체에 전류를 유도한다. 물리 모델로서는, 트랜스포머의 자기 결합과 매우 유사하다. 따라서, 전력의 변환 효율을 고려할 때, 트랜스포머의 자기 결합의 등가 회로를 사용할 수 있다. 그 교번 자계에 따르면, 여자 코일과 원통형 회전체는 자기 결합되고, 여자 코일에 공급된 전력이 원통형 회전체에 전달된다. 여기에서 언급되는 "전력의 변환 효율"은 자계 발생기인 여자 코일에 공급되는 전력과 원통형 회전체에 의해 소비되는 전력간의 비율이고, 본 실시예의 경우, 도 1에 도시한 여자 코일(3)에 대하여 고주파 컨버터(5)에 공급되는 전력과 원통형 회전체(1a)에서 발생되는 열로서 소비되는 전력간의 비율이다. 이 전력의 변환 효율은 이하의 식으로 나타낼 수 있다.

전력의 변환 효율=원통 회전체에서 열로서 소비되는 전력/여자 코일에 공급되는 전력

여자 코일에 공급된 후 원통 회전체 이외의 것에 의해 소비되는 전력의 예로는, 여자 코일의 저항에 의한 손실과 자성 코어 재료의 자기 특성에 의한 손실을 포함한다.

도 14a 및 14b는 회로 효율에 관한 설명도를 나타낸다. 도 14a에서, 1a는 원통형 회전체를 지칭하고, 2는 자성 코어를 지칭하고, 3은 여자 코일을 지칭하며, 원통형 회전체(1a)에 주회 전류 J가 흐른다. 도 14b는 도 14a에 나타낸 정착 장치의 등가 회로이다.

R₁은 여자 코일 및 자성 코어의 손실량을 지칭하고, L₁은 자성 코어를 주회한 여자 코일의 인덕턴스를 지칭하고, M은 권취선과 원통형 회전체간의 상호 인덕턴스를 지칭하고, L₂는 원통형 회전체의 인덕턴스를 지칭하고, R₂는 원통형 회전체의 저항을 지칭한다. 원통형 회전체를 제거했을 때의 등가 회로는 도 15a에 나타내었다. 임피던스 애널라이저 또는 LCR 미터와 같은 장치를 이용하여, 여자 코일 양단으로부터의 저항 R₁과 등가 인덕턴스 L₁를 측정하면, 여자 코일 양단으로부터 본 임피던스 Z_A는

Z_A=R₁+jωL₁ ... (23)

으로 표현된다. 이 회로에 흐르는 전류는 R₁에 의해 손실된다. 즉, R₁은 코일 및 자성 코어에 의한 손실을 나타낸다.

원통형 회전체를 장착했을 때의 등가 회로는 도 15b에 나타내었다. 이때 저항 Rx 및 Lx를 측정할 경우, 도 15c에 도시된 바와 같이 등가 변환함으로써 이하와 같은 관계식을 얻을 수 있다.

<수학식 2>

<수학식 3>

... (23)

<수학식 4>

... (24)

여기서, M은 여자 코일과 원통형 회전체간의 상호 인덕턴스를 나타낸다.

도 15c에 도시한 바와 같이, R₁에 흐르는 전류를 I₁으로 하고, R₂에 흐르는 전류를 I₂로 하면,

<수학식 5>

... (25)

이며, 그 결과,

<수학식 6>

... (26)

이 된다.

효율은 저항 R₂의 소비 전력/(저항 R₁의 소비 전력+저항 R₂의 소비 전력)으로 표현되기 때문에,

<수학식 7>

... (27)

이 되고, 원통형 회전체를 장착하기 전의 저항 R₁과, 원통형 회전체를 장착한 후의 저항 Rx를 측정하면, 여자 코일에 공급되는 전력 중, 얼마 만큼의 전력이 원통형 회전체에서 발생하는 열로서 소비될지를 나타내는 전력의 변환 효율을 구할 수 있다. 제1 실시예의 구성에서, 전력의 변환 효율 측정에는, 애질런트 테크놀로지스사제의 임피던스 애널라이저 4294A를 사용하였다. 먼저, 원통형 회전체가 없는 상태에서, 권선 양단으로부터의 저항 R₁을 측정하고, 다음으로 원통형 회전체에 자성 코어를 삽입한 상태에서 권선 양단으로부터 저항 Rx을 측정하였다. 따라서, R₁=103mΩ, Rx=2.2Ω이 되고, 이때 전력의 변환 효율은 식 (27)에 의해, 95.3％로서 구할 수 있다. 이후, 이 전력의 변환 효율을 이용하여, 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치의 성능을 평가할 것이다.

3-6. "원통체 외부의 자속 비율"에 대한 조건

본 실시예에 따른 정착 장치에서는, 정자계에서 원통형 회전체 외부를 관통하는 자력선의 비율과, 교번 자계에서 여자 코일에 공급되는 전력이 원통형 회전체에 전달되는 변환 효율(전력의 변환 효율)간의 상관이 있다. 원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율이 증가할수록, 전력의 변환 효율은 높아진다. 그 이유는, 트랜스포머의 경우에, 누설 자력선이 충분히 적고, 1차 권선을 관통하는 자력선의 개수와 2차 권선을 통과하는 자력선의 수가 동일하면, 전력의 변환 효율이 높아지는 것과 같은 원리이다. 즉, 자성 코어의 내부를 통과하는 자력선의 개수와, 원통형 회전체의 외부를 우회하는 자력선의 개수가 가까울수록, 주회 전류에의 전력의 변환 효율은 높아진다. 이것은, 자성 코어의 길이 방향으로의 일단부로부터 나와서 타단부로 복귀되는 자력선(자성 코어의 내부를 통과하는 자력선과 방향이 반대인 자력선)이 원통형 회전체의 중공부를 통과하여 자성 코어의 내부를 통과하는 자력선을 상쇄시키는 비율이 적다는 것을 의미한다. 즉, 도 11b의 자기 등가 회로에 도시한 바와 같이, 자성 코어의 길이 방향으로의 일단부로부터 나와서 타단부로 복귀되는 자력선이 원통형 회전체의 외부(원통체 외부의 공기)를 우회한다. 따라서, 본 실시예의 핵심적인 특징은, 원통체 외부의 자력선의 비율을 높게 함으로써, 여자 코일에 인가되는 고주파 전류를 원통형 회전체 내부의 주회 전류로 하여 효율적으로 유도하는 것이다. 구체적인 예로는 필름 가이드, 원통체 내부의 공기 및 원통체를 통과하는 자력선을 저감시키는 것을 포함한다.

도 16은 전력의 변환 효율의 측정 실험에 사용하는 실험 장치의 도면이다. 금속 시트 1S는, 면적이 230mm×600mm이고, 두께가 20㎛인 알루미늄 시트이며, 자성 코어(2)와 여자 코일(3)을 둘러싸도록 원통 형상으로 둥글게 하고, 굵은 선 1ST 부분에서 도전되도록 함으로써 원통형 회전체와 같은 도전 경로를 형성하고 있다. 자성 코어(2)는 비투자율이 1800이고, 포화 자속 밀도가 500mT인 페라이트이며, 단면적이 26mm²이고 길이 B는 230mm인 원기둥 형상을 하고 있다. 자성 코어(2)는 도시하지 않은 고정 유닛을 이용하여 알루미늄 시트 1S의 원통의 거의 중앙에 배치시키고, 길이 B=230mm인 원통의 중공부를 관통함으로써 원통의 내부에 자로가 형성된다. 여자 코일(3)은 원통의 중공부에서, 자성 코어(2)를 권취수 250회로 나선 형상으로 권회함으로써 형성된다.

여기서, 금속 시트 1S의 단부를 화살표 1SZ 방향으로 끌어당기면, 원통의 직경 1SD를 작게 할 수 있다. 이 실험 장치를 사용하여, 원통의 직경 1SD를 191mm 내지 18mm까지 변화시키면서, 전력의 변환 효율을 측정하였다. 1SD=191mm일 때의 원통체 외부의 자력선의 비율의 계산 결과를 다음의 표 2에 나타내고, 1SD=18mm일 때의 원통체 외부의 자력선의 비율의 계산 결과를 다음의 표 3에 나타내었다.

[표 2]

원통의 직경 ISD가 191mm일 때의 원통체 외부의 자력선의 비율

[표 3]

원통의 직경 ISD가 18mm일 때의 원통체 외부의 자력선의 비율

전력의 변환 효율 측정은, 먼저, 원통형 회전체가 없는 상태에서 권선 양단으로부터의 저항 R₁을 측정한다. 다음으로, 원통형 회전체의 중공부에 자성 코어를 삽입한 상태에서 권선 양단으로부터의 저항 Rx를 측정하고, 식 (27)에 따라 전력의 변환 효율을 측정한다. 도 17에서, 원통의 직경에 대응하는 원통체 외부의 자력선의 비율 (％)을 횡축으로 하고, 21kHz의 주파수에서의 전력의 변환 효율을 종축으로 한다. 플롯은, 그래프내에서 P1 이후에 전력의 변환 효율이 급상승하여 70％를 초과하고, 화살표로 나타내는 영역 R1의 범위에서 전력의 변환 효율을 70％ 이상으로 유지하고 있다. P3 부근에서 전력의 변환 효율은 다시 급상승하고, 영역 R2에서 80％ 이상에 도달한다. P4 이후에 영역 R3에서는 전력의 변환 효율이 94％ 이상의 높은 값을 유지한다. 이 전력의 변환 효율이 급상승하기 시작하는 것은, 원통체의 내부에 효율적으로 주회 전류가 흐르기 시작하게 된 것에 기인한다.

전자기 유도 가열 방식의 정착 장치를 설계하는 데 있어서, 이 전력의 변환 효율은 매우 중요한 파라미터이다. 예를 들어, 전력의 변환 효율이 80％인 경우, 나머지 20％의 전력은 원통형 회전체 이외의 위치에서 열에너지로서 발생한다. 전력을 발생하는 위치는, 자성체 등과 같은 부재가 원통형 회전체 내부에 배치되는 경우에, 그 부재에 전력이 발생한다. 즉, 전력의 변환 효율이 낮으면, 여자 코일 및 자성 코어에서 발생하는 열에 대한 대책을 강구해야만 한다. 그 대책의 정도는, 발명자들의 검토에 따르면, 전력의 변환 효율의 70％, 80％를 경계로 하여 크게 변화한다. 따라서, 영역 R1, R2 및 R3의 구성에서, 정착 장치로서의 구성이 크게 상이하다. 설계 조건 R1, R2 및 R3 3종류와, 어느 쪽에도 속하지 않는 정착 장치의 구성에 대하여 설명한다. 이하, 정착 장치를 설계하는 데 적합한 전력의 변환 효율에 대하여 상세히 설명한다.

다음의 표 4는 도 17의 P1 내지 P4에 해당하는 구성을 실제로 정착 장치로서 설계하고 평가한 결과이다.

[표 4]

정착 장치 P1 내지 P4의 평가 결과

정착 장치 P1

본 구성은 자성 코어의 단면적이 5.75mm×4.5mm이며, 원통체(도전층)의 직경이 143.2mm인 경우이다. 이때 임피던스 애널라이저에 의해 구해지는 전력의 변환 효율은 54.4％이었다. 전력의 변환 효율은 정착 장치에 공급되는 전력 중, 원통(도전층)의 발열에 대한 기여분을 나타내는 파라미터이다. 따라서, 최대 1000W를 출력할 수 있는 정착 장치로서 설계해도 약 450W가 손실되며, 그 손실은 코일 및 자성 코어에서 발열된다. 본 구성의 경우, 구동시 몇 초동안 1000W를 공급할 때에도, 코일 온도는 200도를 초과할 수 있다. 코일 절연체에서의 내열 온도가 200도 후반이고, 페라이트의 자성 코어의 퀴리 포인트가 통상적으로 200 내지 250도 정도인 것을 고려하면, 손실 45％에서는 여자 코일 등과 같은 부재를 내열 온도 이하로 유지하는 것은 어렵다. 또한, 자성 코어의 온도가 퀴리 포인트(Curie point)를 초과하면, 코일의 인덕턴스가 급격하게 저하되고, 부하가 변동된다.

정착 장치에 공급한 전력의 약 45％가 낭비되기 때문에, 원통체에 900W(1000W의 90％를 상정)의 전력을 공급하기 위해서는 약 1636W의 전력을 공급 할 필요가 있다. 이것은 100V의 입력시, 전원이 16.36A를 소비한다는 것을 의미한다. 상업용 AC의 어태치먼트 플러그로부터 공급될 수 있는 허용 전류는 15A라고 하는 제한이 있을 경우, 공급될 전류는 허용 전류를 초과할 수 있다. 따라서, 원통체 외부의 자력선의 비율이 64％이고, 전력의 변환 효율이 54.4％인 정착 장치 P1에서, 정착 장치에 공급되는 전력이 부족할 수 있다.

정착 장치 P2

본 구성은 자성 코어의 단면적이 5.75mm×4.5mm이며, 원통체의 직경이 127.3mm인 경우이다. 이때 임피던스 애널라이저에 의해 구해지는 전력의 변환 효율은 70.8％이었다. 이때, 정착 장치의 인쇄 동작에 따라, 여자 코일 등에 꾸준하게 큰 열량이 발생하여, 여자 코일 유닛, 특히 자성 코어의 승온이 문제가 될 수 있다. 본 실시예에 따른 정착 장치를 분당 60매의 인쇄 동작을 할 수 있는 고사양의 장치를 사용할 경우, 원통형 회전체의 회전 속도는 330mm/sec가 된다. 따라서, 원통형 회전체의 표면 온도를 180도로 유지하는 경우가 있다. 그러한 경우에, 자성 코어의 온도는 20초 동안 240도를 초과하고, 원통체(도전층)의 온도보다 높아질 수 있다고 생각된다. 자성 코어로서 사용하는 페라이트의 퀴리 온도는 통상 200 내지 250도이고, 페라이트가 퀴리 온도를 초과한 경우, 투자율은 급격하게 감소한다. 투자율이 급격하게 감소하면, 자성 코어 내에 자로를 형성할 수 없다. 자로를 형성할 수 없어지면, 본 실시예에서는, 주회 전류를 유도하여 발열하는 것이 곤란하게 되는 경우가 있다.

따라서, 설계 조건 R1에 따른 정착 장치를 상술한 고사양의 장치로 하면, 페라이트 코어의 온도를 낮추기 위하여, 냉각 유닛을 제공하는 것이 바람직하다. 냉각 유닛으로서는, 공냉 팬, 수냉, 방열판, 방열 핀, 히트 파이프, 벨 최(Bell choi) 소자 등을 사용할 수 있다. 물론, 본 구성에서 고사양을 요구하지 않는 경우에는, 냉각 유닛은 불필요하다.

정착 장치 P3

본 구성은 자성 코어의 단면적이 5.75mm×4.5mm이며, 원통체의 직경이 63.7mm인 경우이다. 이때 임피던스 애널라이저에 의해 구해지는 전력의 변환 효율은 83.9％이었다. 이때, 여자 코일 등에서 꾸준하게 열량이 발생했지만, 열 전달과 자연 냉각에 의해 방열할 수 있는 열량을 초과하지 않았다. 본 구성에 따른 정착 장치를 분당 60매의 인쇄 동작을 할 수 있는 고사양의 장치로 하면, 원통체의 회전 속도는 330mm/sec가 된다. 따라서, 원통체의 표면 온도를 180도로 유지하는 경우에도, 페라이트의 자성 코어의 온도는 220도 이상으로 상승하지 않았다. 따라서, 본 구성에서, 고사양의 정착 장치를 사용할 경우, 퀴리 온도가 220℃ 이상인 페라이트를 사용하는 것이 바람직하다. 설계 조건 R2에 따른 정착 장치를 고사양의 정착 장치로서 사용하는 경우에는, 페라이트와 같은 내열 설계를 최적화하는 것이 바람직하다. 본 구성에서, 전술한 고사양을 요구하지 않는 경우에는, 그 수준까지의 내열 설계는 불필요하다.

정착 장치 P4

본 구성은 자성 코어의 단면적이 5.75mm×4.5mm이며, 원통체의 직경이 47.7mm인 경우이다. 이때 임피던스 애널라이저에 의해 구해지는 전력의 변환 효율은 94.7％이었다. 본 구성에 따른 정착 장치를 분당 60매의 인쇄 동작을 할 수 있는 고사양의 장치로 하면, 원통체의 회전 속도는 330mm/sec가 되고, 원통체의 표면 온도를 180도로 유지하는 경우에, 여자 코일 등은 180도 이상으로 상승하지 않았다. 이것은 여자 코일이 거의 발열하지 않는다는 것을 나타낸다. 원통체 외부의 자력선의 비율이 94.7％이고, 전력의 변환 효율이 94.7％(설계 조건 R3)인 경우에, 전력의 변환 효율이 충분히 높기 때문에, 정착 장치를 한층 더한 고사양의 정착 장치로서 사용해도, 냉각 유닛은 필요없다.

또한, 전력의 변환 효율이 높은 값으로 안정되어 있는 이 영역에서는, 원통형 회전체와 자성 코어간의 위치 관계가 변동해도, 전력의 변환 효율이 변동하지 않는다. 전력의 변환 효율이 변동하지 않을 경우, 원통형 회전체로부터 안정된 열량을 공급할 수 있다. 따라서, 가요성을 갖는 정착 필름을 사용하는 정착 장치에서, 전력의 변환 효율이 변동하지 않는 영역 R3를 사용하는 것은 큰 장점이 있다.

이상, 원통형 회전체에 대하여 그 축방향으로 자계를 발생시켜, 원통형 회전체를 전자기 유도 발열시키도록 구성된 정착 장치에서, 원통체 외부의 자력선의 비율로 구해지는 설계 조건은 도 17에서 화살표 R1, R2 및 R3을 갖는 영역으로 분류될 수 있다.

R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상 90％ 미만이다

R2: 원통체 외부의 자력선의 비율은 90％ 이상 94％ 미만이다

R3: 원통체 외부의 자력선의 비율은 94％ 이상이다

3-7. "주회 전류"에 따른 발열의 특징

3-4에서 설명한 "주회 전류"는 도 6에서의 회로 S내에 발생하는 유도 기전력에 의해 발생된다. 따라서, 주회 전류는 회로 S에 내포되는 자력선과, 회로 S의 저항값에 의존한다. 후술하는 "와전류 E//"와는 달리, 주회 전류는 재료 내의 자속 밀도와는 관계없다. 따라서, 자로로서 기능하지 않는 얇은 자성 금속으로 이루어진 원통형 회전체에서도, 또는 비자성 금속으로 이루어진 원통형 회전체에서도 높은 효율로 발열할 수 있다. 또한, 저항값이 크게 변동되지 않는 범위에서, 주회 전류는 재료의 두께에도 의존하지 않는다. 도 18a는 두께가 20㎛인 알루미늄으로 이루어진 원통형 회전체에서의 전력의 변환 효율의 주파수 의존성을 나타낸다. 20 내지 100kHz의 주파수 대역에서, 전력의 변환 효율은 90％ 이상을 유지하고 있다. 제1 실시예와 같이, 21 내지 40kHz의 주파수 대역을 발열에 이용하는 경우, 높은 전력의 변환 효율이 유지된다. 다음으로, 도 18b는 동일 형상의 원통형 회전체에서의, 주파수 21kHz에서의 전력의 변환 효율의 두께 의존성을 나타낸다. 검정색 동그라미 실선은 니켈의 실험 결과를 나타내고, 흰색 동그라미 점선은 알루미늄의 실험 결과를 나타낸다. 양자는 두께 20㎛ 내지 300㎛의 영역에서, 전력의 변환 효율은 90％ 이상을 유지하고 있어, 둘다 두께에 의존하지 않고, 정착 장치용 발열 재료로서 사용될 수 있다.

따라서, "주회 전류에 의한 발열"은 종래 기술에 따른 와전류 손실에 의한 발열에 비해, 원통형 회전체의 재료 및 두께와 교류 전류의 주파수에 대한 설계 자유도를 확장할 수 있다.

자성 코어의 길이 방향의 일단부로부터 나온 자력선 중에서 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 비율이 70％ 이상인 것이 본 실시예에 따른 R1의 정착 장치의 특징이라는 것에 유의하라. 자성 코어의 길이 방향의 일단부로부터 나온 자력선 중에서, 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 비율이 70％ 이상인 것은, 원통체의 퍼미언스와 원통체 내부의 퍼미언스의 합이 원통체의 퍼미언스의 30％ 이하인 것과 등가이다. 따라서, 본 실시예의 특징적인 구성 중 하나는 자성 코어의 퍼미언스를 Pc라고 하고, 원통체 내부의 퍼미언스를 Pa라고 하며, 원통체의 퍼미언스를 Ps로 할 경우, 0.30×Pc≥Ps+Pa의 관계를 충족하는 구성이다.

또한, 퍼미언스의 관계식을 자기 저항으로 치환하여 표현하면, 퍼미언스 관계식은 다음과 같다.

0.30×Pc≥Ps+Pa

0.30×Rsa≥Rc

단, Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는 이하와 같이 계산된다.

Rc: 자성 코어의 자기 저항

Rs: 도전층의 자기 저항

Ra: 도전층과 자성 코어간의 영역의 자기 저항

Rsa: Rs와 Ra의 합성된 자기 저항

상기의 관계식을, 정착 장치의 기록재의 전체의 최대 반송 영역에서, 원통형 회전체의 모선 방향에 직교하는 방향의 단면에서 충족하는 것이 바람직하다.

유사하게, 본 실시예의 R2의 정착 장치는 이하의 식을 충족한다.

0.10×Pc≥Ps+Pa

0.10×Rsa≥Rc

본 실시예의 R3의 정착 장치는 이하의 식을 충족한다.

0.06×Pc≥Ps+Pa

0.06×Rsa≥Rc

3-8. 폐쇄된 자로에 대한 이점

여기서, 원통형 회전체의 외부를 자력선이 우회하도록 설계하기 위해서는, 폐쇄된 자로를 형성하는 방법도 있다. 여기에서 언급된 폐쇄된 자로는, 도 35에 도시한 바와 같이, 자성 코어(2)c가 원통형 회전체의 외부에서 루프를 형성하고, 그 루프의 일부에 정착 필름(1)을 씌운 형상을 갖는다. 그러나, 자성 코어(2c)를 이용하여 루프를 형성하면, 장치의 대형화를 초래한다는 문제가 있다. 한편, 본 실시예에서, 원통형 회전체의 외부에 자성 코어가 루프를 형성하고 있지 않은 오픈된 자로의 구성으로 설계할 수 있기 때문에, 장치의 소형화가 가능하다.

또한, 교류 전류의 주파수로서 21 내지 100kHz대를 사용하는 경우, 본 실시예와 같은 자성 코어가 원통형 회전체의 외부에서 루프를 형성하고 있지 않은 오픈된 자로의 구성은 장치의 소형화 이외의 장점을 갖는다. 이하, 이 장점에 대하여 설명한다.

자성 코어가 원통형 회전체의 외부에서 루프를 형성하고 있는 폐쇄된 자로의 구성에서, 교류 전류의 주파수로서 50 내지 60Hz대의 저주파수가 사용된다. 그 이유는, 자계의 주파수를 높게 하면, 다음과 같은 이유에 의해 정착 장치의 설계는 곤란해지기 때문이다. 원통형 회전체를 고효율로 발열시키기 위해서, 교류 전류의 주파수로서 21 내지 100kHz대의 고주파수를 사용하는 경우, 자성 코어로서 규소 강판과 같은 금속으로 이루어진 자성 코어를 사용하면, 코어 손실이 커진다. 따라서, 자성 코어의 재료는 고주파에서 손실이 적은 소성 페라이트가 적합하다. 그러나, 소성 페라이트는 소결재이기 때문에, 무른 재료(weak material)이다. 이 무른 소성 페라이트로 이루어진 적어도 4개의 L자 구조를 갖는 자성 코어(폐쇄된 자로)를 형성하면, 장치가 대형화되어 조립 특성이 악화되고, 또한 장치의 낙하 등으로 인해 장치에 외부로부터 충격이 가해졌을 경우에 장치가 파손되는 리스크가 높아진다. 자성 코어가 파손되어 그 일부에서도 단절될 경우, 자력선을 안내하는 능력은 대폭적으로 저하되고, 원통형 회전체(1)를 발열시키는 기능이 상실된다. 이것은, 폐쇄된 자로의 트랜스포머에서, 자로의 일부를 단절하면, 본래의 성능을 유지할 수 없는 것과 물리적으로 등가이다. 또한, 자성 코어가 원통형 회전체의 외부에서 루프하고 있는 폐쇄된 자로의 경우, 조립 특성 및 교환성의 향상을 위해, 자성 코어를 복수 부분으로 분할할 필요가 발생하는 경우가 있다. 분할된 자성 코어간의 갭 간격은 50㎛ 이하로 억제하는 것이 바람직하다고 설명하였지만, 자성 코어가 분할되면, 갭 관리와 같은 설계상의 문제가 발생한다. 또한, 분할된 자성 코어간의 접합부에 먼지 등과 같은 이물질이 삽입되어 성능이 열화되는 리스크도 갖고 있다.

한편, 21 내지 100kHz대의 고주파수를 교류 전류의 주파수로서 사용하는 경우, 정착 장치를 자성 코어가 원통형 회전체의 외부에서 루프를 형성하지 않는 오픈된 자로로 구성하는 것은 이하와 같은 장점이 있다.

1. 자성 코어의 형상을 막대 형상으로 구성할 수 있기 때문에, 충격 저항력을 향상시키기 쉽다. 특히, 소성 페라이트를 사용할 때 유리하다.

2. 자성 코어가 L자 구조 또는 분할 구조를 반드시 포함할 필요가 없기 때문에, 갭 관리가 용이하다.

3. 자계를 고주파수로 변경함으로써 코어의 단면적을 줄일 수 있기 때문에, 장치 전체를 소형화할 수 있다.

(4) 비교 실험의 결과

이하, 본 실시예의 구성을 갖는 화상 형성 장치와 종래 기술에 따른 화상 형성 장치간의 비교 실험의 결과에 대하여 설명한다.

비교예 1

본 비교예는 제1 실시예에 대하여, 자성 코어를 길이 방향으로 2개 이상으로 분할하고, 그 분할한 자성 코어들 사이에 갭을 형성함으로써, 자성 코어의 퍼미언스를 작게(자기 저항을 높게)한 구성을 갖는다.

도 19는 비교예 1에서의 자성 코어 및 코일의 사시도이다. 자성 코어(13)는 비투자율이 1800이고, 포화 자속 밀도가 500mT인 페라이트이며, 직경이 5.75mm이고, 단면적이 26mm²이며, 길이가 22mm인 원기둥 형상을 하고 있다. 자성 코어(13)는 도 19의 점선부에, 두께 G=0.7mm를 갖는 마일러 시트(mylar sheet)를 개재하여, 등간격으로 10개 배치하고 있어, 전체의 길이 B는 226.3mm이다. 원통형 회전체(도전층)는 제1 실시예와 같이 비투자율이 1.0인 알루미늄을 사용하였다. 원통형 회전체의 두께는 20㎛로 하였고, 직경은 24mm로 하였다. 자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스는 식 (15) 내지 (21)에 표 5에 나타낸 각 파라미터를 대입하여 산출하였다.

또한, 상술한 계산에 따라 자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스가 1.1×10^-9 H·m라고 가정하여, 각 영역을 통과하는 자력선의 비율을 산출하면, 그 결과는 다음의 표 6과 같다.

[표 5]

비교예 1의 자기 퍼미언스

[표 6]

비교예 1의 자기 퍼미언스

분할된 코어간에 다수의 갭이 제공되기 때문에, 자성 코어의 퍼미언스는 제1 실시예에 비해 작다. 따라서, 원통체 외부의 자력선의 비율은 63.8％가 되고, "R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상"의 설계 요건을 충족하고 있지 않은 구성이다. 자력선의 형상에서, 도 20에서 점선으로 도시한 바와 같이 3a 내지 3j의 각 자성 코어마다 자성극을 형성하고, 그 일부는 자력선 L과 같이 원통체 내부의 공기로 되돌아가고, 또한 일부에서 L1과 같이 검정색 동그라미 부분에서 자속은 정착 롤러 재료를 수직으로 관통한다.

또한, 비교예 1에 따른 정착 장치의 각 구성물의 퍼미언스는 다음과 같다.

자성 코어의 퍼미언스 Pc=1.1×10^-9 H·m

원통체 내부의 퍼미언스 Pa=1.3×10^-10+4.0×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스 Ps=1.9×10^-12 H·m

따라서, 비교예 1은 다음의 퍼미언스 관계식을 충족하지 않는다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

이것을 자기 저항으로 치환하면,

자성 코어의 자기 저항 Rc=9.1×10⁸ 1/(H·m)

원통체 내부의 자기 저항은 필름 가이드 Rf와 원통체 내부의 공기 Rair의 합성된 저항이기 때문에, 다음의 식을 사용하여 계산하면,

Ra=1.9×10⁹ 1/(H·m)

이 된다.

원통체의 자기 저항 Rs=5.3×10¹¹ 1/(H·m)이기 때문에, Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는 이하와 같이 구해지고,

Rsa=1.9×10⁹ 1/(H·m)

이 된다.

따라서, 비교예 1의 정착 장치는 다음의 자기 저항의 식을 만족하고 있지 않다.

0.30×Rsa≥Rc

이 경우, 알루미늄으로 이루어진 원통형 회전체 내부에는, 주회 전류와, 도 32에 도시한 방향으로의 와전류 E⊥가 일부 흘러, 양자가 발열에 기여하고 있다고 생각할 수 있다. 이 와전류 E⊥에 대하여 설명한다. 와전류 E⊥는 재료의 표면에 가까울수록 E⊥가 커지고, 재료의 내부에 가까울수록 E⊥가 작아져서 지수 함수적으로 된다고 하는 특징이 있다. 그 깊이를 침투 깊이 δ라고 하고, 이하의 식으로 표현된다.

δ=503×(ρ/fμ)^1/2 ... (28)

δ: 침투 깊이 m

f: 여자 회로의 주파수 Hz

μ: 투자율 H/m

ρ: 저항률 Ωm

침투 깊이 δ는 전자파의 흡수 깊이를 나타내고, 이것보다 깊은 곳에서는 전자파의 강도는 1/e 이하로 된다. 그 깊이는 주파수, 투자율 및 저항률에 의존한다.

비교 실험의 결과

도 21은 두께가 20㎛인 알루미늄의 원통형 회전체에서의 전력의 변환 효율의 주파수 의존성을 나타낸다. 검정색 동그라미는 제1 실시예에서의 주파수와 전력의 변환 효율 결과를 나타내고, 흰색 동그라미는 비교예 1에서의, 주파수와 전력의 변환 효율 결과를 나타낸다. 제1 실시예는 20 내지 100kHz의 주파수 대역에서, 전력의 변환 효율을 90％ 이상으로 유지하고 있다. 비교예 1은 90kHz 이상에서 제1 실시예와 동일하고, 50kHz에서 85％, 30kHz에서 75％, 20kHz에서 60％이고, 이러한 방식으로, 주파수가 낮아질수록 전력의 변환효율은 저하된다.

그 원인에 대하여 이하에 설명한다. 비교예 1의 구성에서, 주회 전류와 도 32에 도시한 방향으로 와전류 E⊥가 일부 흘러서, 양쪽이 발열에 기여하고 있다고 생각할 수 있다.

이 와전류 E⊥는 식 (28)에 도시한 바와 같이 주파수 의존성을 갖는다. 즉, 주파수가 높아질수록, 전자파는 알루미늄에 흡수되기 쉽기 때문에, 전력의 변환 효율이 상승한다.

제1 실시예에서, 주파수 21kHz 내지 40kHz를 사용한 경우에도, 여자 코일에 발생하는 열량은 열전달과 자연 냉각으로 방열할 수 있는 열량에 비해 충분히 작다. 이 경우, 여자 코일의 온도는 원통형 회전체보다 낮은 온도이기 때문에, 코일과 자성 코어에 내열 설계는 필요없다.

한편, 비교예 1에서, 전력의 변환 효율이 70％ 이하로 되는 25kHz 이하의 주파수대는 사용할 수 없다. 이 경우, 코일의 온도 상승에 대한 대책을 취하던지, 전원을 업그레이드하여 주파수대를 90kHz 이상으로 상승시켜서 전력의 변환 효율이 90％ 정도인 위치를 사용할 필요가 있다.

이상 설명한 바와 같이, 제1 실시예의 구성에 따르면, 비자성 금속인 알루미늄을 도전층의 재료로서 사용해도, 도전층의 두께를 두껍게 하지 않고 도전층을 고효율로 발열할 수 있다. 또한, 21 내지 100kHz 대의 주파수를 사용하는 경우에도 저손실로 발열시킬 수 있고, 자성 코어를 폐쇄된 자로로서 형성할 필요가 없기 때문에, 자성 코어의 설계가 용이하다. 따라서, 출력이 높아도, 장치 전체를 콤팩트하게 설계할 수 있다.

이제, 하기의 2가지 조건을 충족하는 정착 장치에 대하여 고려한다.

조건 1. 원통형 회전체의 재료와, 자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역에 있는 부재의 재료가 모두 공기와 동일한 비투자율을 갖는 비자성체이다.

조건 2. 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선 중에서 94％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 구성이다(R3의 정착 장치).

자성 코어의 자기 저항을 Rc로 하고, 원통형 회전체의 자기 저항과, 원통형 회전체와 자성 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항을 Rsa라고 하면, 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선 중에서 94.7％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 통과하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 조건은 하기와 같이 나타낼 수 있다.

0.06×Rsa≥Rc

자성 코어의 자기 저항 Rc는 다음과 같이 표현된다.

μc: 코어의 투자율

Sc: 코어의 단면적

원통형 회전체의 자기 저항과, 자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항 Rsa는 다음과 같이 나타낼 수 있다.

μsa: 원통형 회전체와, 자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역의 투자율

Ssa: 원통형 회전체와, 자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역의 단면적

이상으로부터, 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선 중에서 94％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 조건을 충족시키는 식은 하기와 같이 나타낼 수 있다.

여기서, 진공의 투자율을 μ₀로 하고, 자성 코어의 비투자율을 μc₀로 하면, 공기의 투자율은 1.0이기 때문에, 조건 1로부터, μsa=1.0×μ₀이며, μc=μc₀×μ₀이고, 이에 따라, 조건 2를 충족하는 식은 하기와 같이 된다.

0.06×100×μc₀Sc≥Ssa

0.06×μc₀×Sc≥Ssa

이상으로부터, 조건 1 및 조건 2를 충족하는 정착 장치에서, 원통형 회전체의 단면적과 자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역의 단면적의 합은, 코어의 단면적의 (0.06×μc₀)배 이하일 필요가 있다는 것을 알 수 있다. 조건 1은 공기의 비투자율 1.0과 동일할 필요는 없다는 것에 유의하라. 투자율이 1.1보다 작으면, 상술한 관계식을 적용할 수 있다.

본 실시예는 도 35에 도시한 바와 같이 자성 코어가 원통형 회전체(도전층)의 외부에서 루프를 형성하는 형상을 갖는 폐쇄된 자로의 구성이어도, 자성 코어의 투자율이 작은 경우에는 효과가 있다는 것에 유의하라. 즉, 자성 코어의 투자율이 너무 낮아서 자력선을 원통형 회전체의 외부로 유도할 수 없는 경우가 있다. 이러한 경우에, 자성 코어의 자기 저항이 원통형 회전체의 자기 저항과, 원통형 회전체와 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항의 30％ 이하라고 하는 조건을 충족하면, 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선들 중에서 70％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀된다.

유사하게, 자성 코어의 자기 저항이, 원통형 회전체의 자기 저항과, 원통형 회전체와 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항의 10％ 이하라고 하는 조건을 만족하면, 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선들 중에서 90％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 우회하여 자성 코어의 타단부로 복귀된다. 유사하게, 자성 코어의 자기 저항이, 원통형 회전체의 자기 저항과, 원통형 회전체와 코어 사이의 영역의 자기 저항의 합성된 자기 저항의 6％ 이하라고 하는 조건을 만족하면, 자성 코어의 일단부로부터 나온 자력선들 중에서 94％ 이상이 원통형 회전체의 외부를 통과하여 자성 코어의 타단부로 복귀된다.

제2 실시예

본 실시예는 상술한 제1 실시예에 관한 다른 예이며, 원통형 회전체(도전층)로서 오스테나이트계의 스테인리스강(SUS304)을 사용한 점이 제1 실시예와 상이하다. 이하는 참고로서, 각종 금속에서의 저항률과 비투자율을 통합하고, 식 (28)에 따라 21kHz, 40kHz, 100kHz에서의 침투 깊이 δ을 계산한 결과이다.

[표 7]

원통형 회전체의 침투 깊이

표 7에 따르면, SUS304는 저항률이 높고, 비투자율이 낮기 때문에, 침투 깊이 δ이 크다. 즉, SUS304는 전자파를 투과하기 쉽기 때문에, SUS304는 유도 가열의 발열체로서 거의 사용되지 않는다. 따라서, 종래 기술에 따른 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치에서는, 높은 전력의 변환 효율을 실현하는 것이 곤란하였다. 그러나, 표 7은 본 실시예에서, 높은 전력의 변환 효율을 실현하는 것이 가능하다는 것을 나타낸다.

제2 실시예의 구성은 원통형 회전체의 재료로서 SUS304를 사용한다는 것 이외는 제1 실시예의 구성과 동일하다. 정착 장치의 횡단면 형상도 제1 실시예와 동일하다. 발열층은 비투자율이 1.0인 SUS304를 사용하고, 막 두께는 30㎛이고, 직경은 24mm이다. 탄성층 및 표면층은 제1 실시예와 동일하다. 자성 코어, 여자 코일, 온도 검지 부재 및 온도 제어는 제1 실시예와 동일하다.

본 실시예에 따른 정착 장치의 각 구성요소의 퍼미언스 및 자기 저항은 다음의 표 8에 나타내었다.

[표 8]

제2 실시예의 자기 퍼미언스

본 구성에서, 원통체 외부의 자속의 비율은 99.3％이고, "R3: 원통체 외부의 자력선의 비율은 94％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있다.

또한, 표 8로부터 제2 실시예의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

코어의 퍼미언스 Pc=5.9×10^-8 H·m

원통체 내부의 퍼미언스 Pa=1.3×10^-10+4.0×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스 Ps=2.9×10^-12 H·m

따라서, 제2 실시예는 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족한다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

이것을 자기 저항으로 치환하면,

자성 코어의 자기 저항 Rc=1.7×10⁷ 1/(H·m)

이 된다.

원통체 내부의 자기 저항은 필름 가이드 Rf와 원통체 내부의 공기 Rair의 자기 저항의 합성 저항이기 때문에, 다음의 식을 이용하여 계산하면,

Ra=1.9×10⁹ 1/(H·m)

이 된다.

원통체의 자기 저항 Rs=3.5×10¹¹ 1/(H·m)이 되기 때문에, Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는 다음과 같이 구해지며,

Rsa=1.9×10⁹ 1/(H·m)

이 된다.

따라서, 제2 실시예에 따른 정착 장치는 다음의 자기 저항의 관계식을 충족한다.

0.30×Rsa≥Rc

이상으로부터, 제2 실시예에 따른 정착 장치는 퍼미언스(자기 저항) 관계식을 충족하기 때문에, 정착 장치로서 사용할 수 있다.

비교예 2

비교예 2는 제2 실시예에 대하여, 자성 코어를 길이 방향으로 2개 이상으로 분할하고, 그 분할한 자기 코어들 사이에 갭들을 제공함으로써, 자성 코어의 퍼미언스를 작게 한 구성이다. 자성 코어는 비교예 1과 동일한 방식으로, 직경이 5.4mm이고, 단면적이 23mm²이고, 길이 B가 22mm인 원기둥 형상의 페라이트이고, 10개의 자성 코어들이 두께가 G=0.7mm인 마일러 시트를 개재하여 등간격으로 배치되어 있다. 정착 필름의 원통형 회전체(도전층)는 제2 실시예와 동일한 방식으로, 비투자율이 1.02인 SUS304를 사용하였고, 막 두께는 30㎛로 하고, 직경은 24mm로 하였다. 자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스는 비교예 1과 동일한 방식으로 계산할 수 있고, 단위 길이당 퍼미언스는 1.1×10^-9 H·m이 된다. 각 영역을 통과하는 자력선의 비율은 하기 표와 같다.

[표 9]

비교예 2의 자기 퍼미언스

자성 코어의 퍼미언스가 제2 실시예에 비해 작기 때문에, 원통체 외부의 자력선의 비율은 64.1％가 되고, "R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있지 않다.

또한, 비교예의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 퍼미언스 Pc=1.1×10^-9 H·m

원통체 내부의 퍼미언스 Pa=1.3×10^-10+4.0×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스 Ps=2.9×10^-12 H·m

따라서, 비교예 2에 따른 정착 장치는 다음의 퍼미언스 관계식을 충족하지 않는다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

이것을 자기 저항으로 치환하면,

자성 코어의 자기 저항 Rc=9.1×10⁸ 1/(H·m)

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 자기 저항:

Ra=1.9×10⁹ 1/(H·m)

원통체의 자기 저항:

Rs=3.5×10¹¹ 1/(H·m)

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항:

Rsa=1.9×10⁹ 1/(H·m)

따라서, 비교예 2는 다음의 자기 저항의 관계식을 충족하지 않는다.

0.30×Rsa≥Rc

이 경우, SUS304로 이루어진 원통형 회전체의 내부에는, 주회 전류와, 도 32에 도시된 방향으로의 와전류 E⊥가 일부 흘러서, 양자가 발열에 기여하고 있다고 생각할 수 있다.

비교 실험의 결과

도 22는 두께가 30㎛인 SUS304의 원통형 회전체에서의 전력의 변환 효율의 주파수 의존성을 나타낸다. 검정색 동그라미는 제2 실시예에서의 주파수와 전력의 변환 효율의 결과를 나타내고, 흰색 동그라미는 비교예 2에서의 주파수와 전력의 변환 효율의 결과를 나타낸다. 20 내지 100kHz의 주파수 대역에서, 제2 실시예는 전력의 변환 효율을 90％ 이상으로 유지한다. 비교예 1은 100kHz 이상에서 제2 실시예와 동일하고, 50kHz에서 80％, 30kHz에서 70％, 20kHz에서 50％이며, 이러한 방식으로, 주파수가 낮아질수록 전력의 변환 효율은 저하된다.

제2 실시예는 주파수 21kHz 내지 40kHz를 사용하는 경우, 전력의 변환 효율은 94％로 높기 때문에, 여자 코일에서 발생되는 열량은 열전달과 자연 냉각으로 방열가능한 열량에 비해 충분히 작다. 이 경우, 여자 코일의 온도는 원통형 회전체보다 항상 낮은 온도이었기 때문에, 코일과 자성 코어에 대한 내열 설계는 필요없었다.

한편, 비교예 2에서, 전력의 변환 효율이 70％ 이하인 35kHz 이하의 주파수대는 사용할 수 없다. 이 경우, 코일 온도 상승에 대한 대책을 취하던지, 전원을 업그레이드하여 주파수대를 90kHz 이상으로 상승시켜서 전력의 변환 효율이 90％ 정도인 위치를 사용할 필요가 있었다.

이상 설명한 바와 같이, 제2 실시예의 구성에 따르면, 비투자율이 낮은 SUS304를 도전층의 재료로서 사용해도, 도전층의 두께를 두껍게 하지 않고, 도전층을 고효율로 발열할 수 있는 정착 장치를 제공할 수 있다.

제3 실시예

본 실시예에서는, 원통형 회전체로서 비투자율이 높은 금속을 사용하는 구성에 대하여 해설한다.

본 실시예와 같이, 주로 주회 전류에 의해 원통형 회전체를 발열시키는 구성은, 원통형 회전체로서 반드시 비투자율이 낮은 금속을 사용해야만 하는 것은 아니고, 비투자율이 높은 금속도 사용할 수 있다.

종래 기술에 따른 전자기 유도 가열 방식의 정착 장치에서는, 원통형 회전체로서 비투자율이 높은 니켈 등을 사용할 경우에도, 원통형 회전체의 두께를 얇게 하면, 전력의 변환 효율이 작아진다라고 하는 문제가 있었다. 따라서, 본 실시예는 니켈의 두께가 얇은 경우에도 원통형 회전체를 고효율로 발열시키는 것이 가능하다는 것을 나타낸다. 원통형 회전체의 두께를 얇게 함으로써, 반복 굴곡에 대한 내구성 향상, 및 열용량 삭감에 의한 퀵 스타트 특성의 향상 등의 장점이 있다.

원통형 회전체로서 니켈을 사용하는 것을 제외하고, 화상 형성 장치의 구성은 제1 실시예와 동일하다. 제3 실시예에서는, 원통형 회전체로서 비투자율이 600인 니켈을 사용한다. 원통형 회전체의 두께는 75㎛로 하였고, 직경은 24mm로 하였다. 탄성층 및 표면층은 제1 실시예와 동일하기 때문에, 그 설명은 생략한다. 또한, 여자 코일, 온도 검지 부재 및 온도 제어는 제1 실시예와 동일하다. 이 자성 코어(2)는 비투자율이 1800이고, 포화 자속 밀도가 500mT인 페라이트이며, 직경이 14mm이고, 길이 B는 230mm이다.

본 실시예에 따른 정착 장치의 각 구성요소의 퍼미언스의 비율은 다음의 표 10에 나타내었다.

[표 10]

제3 실시예의 자기 퍼미언스

본 실시예에서는, 원통체 외부의 자력선의 비율이 98.7％이고, "R3: 원통체 외부의 자력선의 비율은 90％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있다. 니켈이 부분적으로 자로로서 기능하기 때문에, 원통체 외부의 자속의 비율은 1％ 정도 감소하지만, 충분히 높은 발열 효율이 얻어진다. 또한, 표 10으로부터 제3 실시예의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 퍼미언스: Pc=3.5×10^-7 H·m

원통체 내부의 퍼미언스: Pa=1.3×10^-10+2.4×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스: Ps=4.2×10^-9 H·m

따라서, 제3 실시예에 따른 정착 장치는 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족한다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

여기서, 상술한 퍼미언스의 관계식을 자기 저항의 관계식으로 치환하면, 하기와 같이 된다.

자성 코어의 자기 저항: Rc=2.9×10⁶ 1/(H·m)

원통체와 자성 코어 사이의 영역의 자기 저항: Ra=2.7×10⁹ 1/(H·m)

원통체의 자기 저항: Rs=2.4×10⁸ 1/(H·m)

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항: Rsa=2.2×10⁸ 1/(H·m)

따라서, 제3 실시예는 다음의 자기 저항의 관계식을 충족한다.

0.30×Rsa≥Rc

이상으로부터, 제3 실시예의 정착 장치는 퍼미언스의 관계식(자기 저항의 관계식)을 충족하기 때문에, 정착 장치로서 사용할 수 있다.

비교예 3

비교예 3으로서, 제3 실시예에 따른 정착 장치의 구성에 비하여 자성 코어(2) 및 원통형 회전체의 단면적이 상이하고, "원통체 외부의 자속의 비율을 90％ 이상으로 하는 것"을 만족하고 있지 않은 구성에 대하여 설명한다. 특히, 원통형 회전체가 주자로가 되는 구성에 대하여 설명한다. 도 23은 비교예 3에 따른 정착 장치의 단면도이며, 전자기 유도 발열 회전체로서 정착 필름 대신에 정착 롤러(11)를 사용한다. 이는 정착 롤러(11)와 가압 롤러(7)의 가압력에 의해 닙 N을 형성하고, 상 담지체 P와 토너상 T를 하나로 묶어서 화살표 방향으로 회전하는 구성이다.

정착 롤러(11)의 원통체(원통형 회전체)(11a)로서, 비투자율이 600이고, 두께가 0.5mm이며, 직경이 60mm인 니켈(Ni)이 사용된다. 원통체의 재료는 니켈에 한정되는 것은 아니고, 철(Fe), 코발트(Co) 등과 같은 비투자율이 높은 자성 금속을 사용할 수 있다.

자성 코어(2)는 분할되어 있지 않은 일체형 구성요소로 이루어진 원기둥 형상을 하고 있다. 자성 코어(2)는 도시하지 않은 고정 유닛을 사용하여 정착 롤러(11) 내에 배치되며, 여자 코일(3)에 의해 생성된 교류 자계에 따른 자력선(자속)을 정착 롤러(11) 내부로 유도하여, 자력선의 통로(자로)를 형성하는 부재로서 기능한다. 이 자성 코어(2)는 비투자율이 1800이고, 포화 자속 밀도가 500mT인 페라이트이며, 직경은 6mm이고, 길이 B는 230mm이다. 비교예 3에 따른 정착 장치의 각 구성요소의 퍼미언스의 계산 결과는 표 11에 통합된다.

[표 11]

비교예 3의 자기 퍼미언스

표 11로부터 비교예 3의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 퍼미언스: Pc=4.4×10^-8 H·m

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 퍼미언스:

Pa=1.3×10^-10+3.3×10^-9 H·m

원통체의 퍼미언스: Ps=7.0×10^-8 H·m

따라서, 하기의 퍼미언스의 관계식을 만족하지 않는다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

상술한 관계식을 자기 저항으로 치환하면, 하기와 같이 된다.

자성 코어의 자기 저항: Rc=2.3×10⁷ 1/(H·m)

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 자기 저항:

Ra=2.9×10⁸ 1/(H·m)

원통체의 자기 저항:

Rs=1.4×10⁷ 1/(H·m)

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항:

Rsa=1.4×10⁷ 1/(H·m)

따라서, 비교예 3은 다음의 자기 저항의 관계식을 만족하지 않는다.

0.30×Rsa≥Rc

비교예 3에 따른 정착 장치는 자성 코어의 퍼미언스보다도 원통체의 퍼미언스가 1.5배 큰 구성을 갖는다. 따라서, 원통체의 외부는 자로로 기능하지 않고, 원통체 외부의 자력선의 비율은 0％이다. 따라서, 비교예 3의 구성을 사용하여 자력선을 발생시키면, 주자로는 원통체(원통형 회전체)(11a)가 되며, 원통체의 외부에 자로가 형성되지 않는다. 이 경우의 자력선 형상은, 도 24에서 점선으로 도시한 바와 같이, 자성 코어(2)로부터 발생한 자력선은 원통형 회전체(11a) 자신에게 들어가서, 자성 코어(2)로 복귀된다. 또한, 코일(3)의 일부 갭에서 누설 자계 LB가 발생하고, 원통형 회전체(11a) 자신에게 입사한다. 중심 위치 D에서의 단면도를 도 25a에 나타내었다. 이것은 코일(3)의 전류가 화살표 I 방향으로 증가하고 있는 순간의 자력선 구성도이다.

자로를 통과하는 자력선 Bin은 도면내의 공간에서 깊이 방향으로 향하는 화살표(원으로 둘러싸인 8개의 X 표시)로 나타낸다. 도면내의 공간에서 전방을 향하는 화살표(8개의 검은색 원형)는 원통형 회전체(11a)의 내부로 되돌아 오는 자력선 Bout을 나타낸다. 원통형 회전체(11a)의 내부, 특히 XXVB로 표시된 부분에서는, 도 25b에 도시한 바와 같이, 검은색 원형으로 표시된 자계의 변화를 방해하는 자계를 형성하도록 다수의 와전류 E//가 발생한다. 와전류 E//는, 보다 엄밀하게는 상호간에 상쇄하는 부분과 상호간에 강화하는 부분이 있고, 최종적으로 점선 화살표로 표시되는 와전류의 합 E1과 E2가 지배적이 된다. 여기서, 이하 E1과 E2를 표피 전류(skin current)라 칭하기로 한다. 이 표피 전류 E1과 E2가 주위 방향에 발생하면, 정착 롤러 발열층(11a)의 표피 저항에 비례하여 줄 열이 발생한다. 이러한 전류도 또한 고주파 전류와 동기하여 생성/소멸과 방향 반전을 반복한다. 또한, 자계의 생성/소멸시의 히스테리시스 손실도 발열에 기여한다.

이 와전류 E//에 의한 발열 또는 표피 전류 E1과 E2에 의한 발열은, 도 31에 나타낸 것과 물리적으로 등가이고, 이 방향의 와전류 E//에 의한 발열은, 일반적으로는 여사 손실이라고 불려지며, 하기에 나타내는 식으로 표현되는 것과 등가인 물리 현상이다.

여기서, "여사 손실(excitation loss)"에 대하여 설명한다. "여사 손실"은 도 31에 나타낸 전자기 유도 발열 회전체(200)의 재료 내부(200a)에서의 자계 B//의 방향이 회전체의 축 X와 평행하게 될 경우이며, 화살표 B//방향의 자속이 증가하는 동안, 그 증가를 상쇄하는 방향으로 와전류가 발생한다. 이 와전류를 E//라고 칭한다. 한편, 도 32에 나타낸 전자기 유도 발열 회전체(200)의 재료 내부(200a)에서의 자계 B//의 방향이 회전체의 축 X와 수직하게 되는 경우에는, 화살표 B⊥ 방향의 자속이 증가하는 동안, 그 증가를 상쇄하는 방향으로 와전류가 발생한다. 이 와전류를 E⊥라 칭한다.

비교예 3과 같이, 자성 코어(2)의 일단부로부터 나온 자력선의 대부분이 원통형 회전체의 재료 내부를 통과하여 자성 코어의 타단부로 복귀되는 구성에서는, 주로 와전류 E//에 의한 줄 열에 의해 원통형 회전체에서 발열된다. 이 와전류 E//에 의한 발열은, 일반적으로 "여사 손실"이라고 불리며, 와전류에 의해 발생하는 발열량 Pe는 이하의 식으로 표현된다.

Pe: 와전류 손실에 의해 발생하는 발열량

t: 정착 롤러 두께

f: 주파수

Bm: 최대 자속 밀도

ρ: 저항률

ke: 비례 상수

상기 식에 도시한 바와 같이, 발열량 Pe는 "Bm: 재료 내부의 최대 자속 밀도"의 2승에 비례하기 때문에, 구성물로서는 철, 코발트, 니켈 및 이들의 합금과 같은 강자성체를 선택하는 것이 바람직하다. 반대로, 약자성체 또는 비자성체를 사용하면, 발열 효율이 저하된다. 발열량 Pe는 두께 t의 2승에 비례하기 때문에, 두께를 200㎛ 이하로 얇게 하면, 발열 효율이 저하되고 저항률이 높은 재료도 이점이 되지 않는 문제가 발생한다. 즉, 비교예 3에 따른 정착 장치는 원통형 회전체의 두께 의존성이 높다.

비교 실험

비교예 3과 제3 실시예의 원통형 회전체의 두께 의존성에 대해 수행된 비교 실험의 결과에 대하여 설명한다. 비교 실험용 니켈로 이루어진 원통형 회전체로서, 직경이 60mm이고, 길이가 230mm인 부재를 사용하였고, 4종류의 두께를 준비했다(75㎛, 100㎛, 150㎛ 및 200㎛). 자성 코어로서, 제3 실시예에서는 직경이 14mm인 재료가 사용되었고, 비교예 3에서는 직경이 6mm인 재료가 사용되었다. 제3 실시예와 비교예 3 사이에 자성 코어의 직경이 다른 이유는, 비교예 3은 "R1: 원통 체 외부의 자력선의 비율이 70％ 이상이다"를 충족하지 않는 구성을 갖고, 제3 실시예는 "R2: 원통체 외부의 자력선의 비율이 90％ 이상이다"를 충족하는 구성을 갖기 때문이다. 다음의 표 12는 제3 실시예 및 비교예 3에 따른 원통형 회전체의 두께 마다의 "원통체 외부의 자력선의 비율"을 나타낸다. 표 12로부터, 비교예 3의 원통형 회전체의 원통체 외부의 자력선의 비율이 원통형 회전체의 두께에 민감하여 두께 의존성이 크고, 제3 실시예는 원통형 회전체의 두께에 둔감하여 두께 의존성이 작다는 것을 알 수 있다.

[표 12]

원통형 회전체의 두께 의존성

다음으로, 원통체 내부에 자성 코어를 배치하여 주파수 21kHz에서의 전력의 변환 효율을 측정한 결과에 대해 설명한다. 먼저, 원통체가 없는 상태에서 권선 양단으로부터의 저항 R₁과 인덕턴스 L₁을 측정한다. 그 다음으로, 원통체에 자성 코어를 삽입한 상태에서 권선 양단으로부터의 저항 Rx 및 Lx를 측정한다. 다음으로, 식 (27)에 따라 측정되고, 측정 결과는 도 26에 나타나 있다.

효율=(Rx-R₁)/Rx ... (27)

이것에 의하면, 비교예 3은 원통형 회전체의 두께가 150㎛ 이하로 되면 전력의 변환 효율 감소가 시작되었고, 전력의 변환 효율은 75㎛에서 81％가 되었다. 원통형 회전체로서 비자성 금속을 사용한 경우에 비해, 특히 원통형 회전체의 두께가 클 때 전력의 변환 효율이 높게 나오는 경향이 있다. 이것은, 전술한 발열량 Pe의 식으로 나타낸 발열 현상인, "여사 손실"이 효율적으로 발생하는 것에 기인한다. 그러나, "여사 손실"은 두께의 2승에 비례하여 감소하기 쉽기 때문에, 75㎛에서 81％까지 감소하였다. 일반적으로, 정착 장치에서 원통체에 가요성을 제공하기 위해서는, 원통형 회전체(도전층)의 두께는 50㎛ 이하가 바람직하다. 이 두께를 초과할 경우, 원통형 회전체는 반복 굴곡에 대한 내구성이 약해지거나, 열용량이 커져서 퀵 스타트 특성이 손상될 수 있다.

비교예 3의 구성에서, 원통형 회전체의 두께를 50㎛ 이하로 하면, 전자기 유도 가열의 전력 변환 효율은 80％ 이하로 된다. 따라서, 3-6에서 해설한 바와 같이, 여자 코일 등은 발열하고, 열전달과 자연 냉각으로 방열할 수 있는 발열량을 크게 상회한다. 이 경우, 여자 코일의 온도는 원통형 회전체에 비해 매우 높은 온도가 되기 때문에, 여자 코일의 내열 설계와, 공냉, 수냉 등과 같은 냉각 대책이 필요하다. 또한, 자성 코어로서 소성 페라이트를 사용하는 경우, 240도 정도에서 퀴리 포인트를 취하는 것은 자로가 형성되는 것을 방해하기 때문에, 추가로 내열성이 높은 재료를 선택할 필요가 있다. 이에 의해 부품의 비용 상승 및 대형화를 초래한다. 여자 코일 유닛이 대형화되면, 그 유닛이 삽입되는 회전체도 대형화되고, 열용량이 커져서 퀵 스타트 특성을 손상시킬 수 있다.

한편, 제3 실시예의 구성에서는, 전력의 변환 효율이 95％를 초과하고 있기 때문에, 고효율로 발열한다. 또한, 원통형 회전체를 50㎛ 이하로 얇게 구성할 수 있기 때문에, 가요성을 갖는 정착 필름으로서 사용할 수 있다. 제3 실시예에 따른 원통형 회전체는 열용량도 작게 할 수 있으므로, 여자 코일에 대해 내열 설계나 방열 설계를 행할 필요가 없기 때문에, 정착 장치 전체를 소형화할 수 있고, 퀵 스타트 특성도 우수하다.

이상 설명한 바와 같이, 제3 실시예의 구성에 따르면, 니켈과 같은 비투자율이 높은 재료로 도전층을 형성해도, 도전층의 두께를 두껍게 하지 않고, 도전층을 고효율로 발열할 수 있다.

제4 실시예

본 실시예는 제3 실시예의 변형예이며, 자성 코어를 길이 방향으로 2개 이상으로 분할하고, 분할한 각 코어간에 갭을 제공한 점만이 제3 실시예의 구성과 상이하다. 자성 코어를 분할함으로써, 자성 코어를 분할하지 않고 일체형 부품으로 구성한 자성 코어에 비해 분할된 자성 코어는 외부 충격에 대하여 덜 손상받는다는 장점이 있다.

예를 들어, 자성 코어의 길이 방향에 직교하는 방향으로 자성 코어에 충격이 가해지면, 일체형 부품으로 구성된 자성 코어는 깨지기 쉽지만, 분할된 자성 코어는 쉽게 깨지지 않는다. 기타의 구성은 제3 실시예와 동일하므로, 설명을 생략한다.

제4 실시예에 따른 정착 장치의 구성 중에서, 원통형 회전체(1a), 자성 코어(3) 및 코일(2)을 갖고, 자성 코어(3)가 10개의 코어로 분할되어 있는 구성은, 도 19에 나타낸 비교예 1의 구성과 동일하다. 제4 실시예에 따른 자성 코어(3)와 비교예 1에 따른 자성 코어 사이의 큰 차이점은, 분할된 코어 사이의 갭의 길이이다. 비교예 1에서의 갭의 길이가 700㎛인 반면, 제4 실시예에서의 갭의 길이는 20㎛이다. 제4 실시예에서는, 갭에 비투자율이 1이고, 두께 G가 20㎛인 폴리이미드 등과 같은 절연 시트를 개재하고 있다. 이와 같이, 그 자성 코어들 사이에 얇은 절연 시트를 개재함으로써, 분할된 자성 코어의 갭을 보증할 수 있다. 제4 실시예에서는 자성 코어 전체의 자기 저항의 증가를 최대한 억제하기 위해서, 분할된 코어 사이의 갭을 최대한 작게 설계하였다. 제4 실시예의 구성에서는, 비교예 1과 동일한 방법으로 자성 코어(3)의 단위 길이당 퍼미언스를 구하면, 그 결과는 다음의 표 13과 같다.

또한, 각 구성요소의 단위 길이당 퍼미언스 및 자기 저항을 산출한 값을 표 14에 나타내었다.

[표 13]

제4 실시예의 자기 퍼미언스

[표 14]

제4 실시예의 자기 퍼미언스

제4 실시예의 구성에서는, 원통체 외부의 자력선의 비율이 97.7％이며, "R2: 원통체 외부의 자력선의 비율이 90％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있다.

또한, 표 14로부터 제4 실시예의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 퍼미언스: Pc=1.9×10^-7 H·m

원통체 내부의 퍼미언스: Pa=1.3×10^-10+1.8×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스: Ps=4.3×10^-9 H·m

따라서, 제4 실시예는 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족한다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

상술한 식을 자기 저항으로 치환하면, 다음의 식이 구해진다.

자성 코어의 자기 저항: Rc=5.2×10⁶ 1/(H·m)

원통체 내부의 자기 저항: Ra=3.2×10⁹ 1/(H·m)

원통체의 자기 저항: Rs=2.4×10⁸ 1/(H·m)

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항: Rsa=2.2×10⁸ 1/(H·m)

따라서, 제4 실시예는 다음의 자기 저항의 관계식을 충족한다.

0.30×Rsa≥Rc

이상으로부터, 제4 실시예에 따른 정착 장치는 퍼미언스의 관계식(자기 저항의 관계식)을 충족하기 때문에, 정착 장치로서 사용할 수 있다.

비교예 4

본 비교예는 제4 실시예에 비해 분할된 코어 사이의 갭의 길이와 원통체가 상이하다. 비교예 4에서는, 원통체로서 기능하는 정착 롤러를 사용하고 있다(도 27). 분할된 자성 코어(22a) 내지 (22k)는 비투자율이 1800이고, 포화 자속 밀도가 500mT인 페라이트이며, 직경이 11mm이고, 분할된 코어의 길이가 22mm인 원기둥 형상을 하고 있고, G=0.5mm인 동일 간격으로 11개의 코어가 배치되어 있다. 원통체로서 기능하는 정착 롤러는 발열층(21a)으로서 직경이 40mm이고, 두께가 0.5mm인 니켈(비투자율은 600임)로 형성된 층을 사용한다. 자성 코어(33)의 단위 길이당 퍼미언스 및 자기 저항은 제4 실시예와 동일한 방법으로 계산할 수 있고, 계산 결과는 다음의 표 15와 같다.

또한, 각각의 갭의 자기 저항은 자성 코어의 자기 저항에 비해 몇배 큰 값을 갖는다. 또한, 정착 장치의 각 구성요소의 단위 길이당 퍼미언스 및 자기 저항을 계산한 결과를 표 16에 나타내었다.

[표 15]

비교예 4의 자기 퍼미언스

[표 16]

비교예 4의 자기 퍼미언스

비교예 4에 따른 정착 장치에서의 퍼미언스의 비율에서, 원통체의 퍼미언스는 자기 코어의 퍼미언스보다 8배 크다. 따라서, 원통체의 외부는 자로로서 기능하지 않고, 원통체 외부의 자력선의 비율은 0％이다. 따라서, 자력선은 원통체 외부를 우회하지 못하고, 원통체 자신에게 유도된다. 또한, 갭 부분에서의 자기 저항이 크기 때문에, 도 28에 나타낸 자력선 형상과 같이, 각각의 갭 부분에서 자극성이 발생한다.

표 16으로부터 비교예 4의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스: Pc=5.8×10^-9 H·m

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 단위 길이당 퍼미언스:

Pa=1.3×10^-10+1.3×10^-9 H·m

원통체의 단위 길이당 퍼미언스: Ps=4.7×10^-8 H·m

따라서, 비교예 4는 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족하지 않는다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

상술한 식을 자기 저항으로 치환하면, 하기의 식들이 구해진다.

자성 코어의 단위 길이당 자기 저항: Rc=1.7×10⁸ 1/(H·m)

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 단위 길이당 자기 저항: Ra=7.2×10⁸ 1/(H·m)

원통체의 단위 길이당 자기 저항 Rs=2.1×10⁷ 1/(H·m)

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항: Rsa=2.1×10⁷ 1/(H·m)

따라서, 비교예 4는 다음의 자기 저항의 관계식을 충족하지 않는다.

0.30×Rsa≥Rc

비교예 4의 구성의 발열 원리에 대하여 설명한다. 먼저, 도 28에 나타낸 자성 코어(22)의 갭부 D1에서는, 원통체에 미치는 자계에 의해 비교예 1과 마찬가지로 와전류 E⊥가 발생한다. D1 부근에서의 단면도를 도 29a에 나타내었다. 이것은 코일(23)의 전류가 화살표 I 방향으로 증가하고 있는 순간의 자력선 구성도이다. 자성 코어의 자로를 통과하는 자력선 Bin은 도면에서 전방을 향하는 화살표(8개의 검은색 원형)로 도시되어 있다. 도면에서 깊이 방향으로 향하는 화살표(8개의 X 표시)는 원통형 회전체(21a) 내부로 되돌아 오는 자력선 Bni를 나타낸다. 원통형 회전체(21a)의 재료 내부, 특히 XXIXB로 표시된 부분에서는, 도 29b에 도시한 바와 같이, 흰색 원형 안에 X 표시로 나타낸 자계 Bni의 변화를 방해하는 자계를 형성하도록 다수의 와전류 E//가 발생한다. 와전류 E//는 보다 엄밀하게는 상호 상쇄되는 부분과 상호 강화되는 부분이 있고, 최종적으로 와전류의 합 E1(실선)과 E2(점선)가 지배적이 된다. 이 상태를 사시도로 나타내면, 도 29c와 같이 되고, 원통형 회전체의 재료 내부에 미치는 자력선 Bni의 화살표 방향의 자력선을 상쇄하기 위해 와전류(표피 전류)가 발생하고, 외부 표면에 전류 E1이 흐르고, 내측에는 전류 E2가 흐른다. 이 표피 전류 E1과 E2가 주위 방향에 발생하면, 정착 롤러의 발열층(21a)에서, 표피 부분에 집중적으로 전류가 흐르기 때문에, 표피 저항에 비례하여 줄 열이 발생한다. 이러한 전류도 또한 고주파 전류와 동기하여 생성/소멸과 방향 반전을 반복한다. 또한, 자계의 생성/소멸시의 히스테리시스 손실도 발열에 기여한다. 이 와전류 E//에 의한 발열 또는 표피 전류 E1과 E2에 의한 발열은, 비교예 3과 동일한 방식으로 식 (1)로 표현되고, 두께 t의 2승으로 감소한다.

다음으로, 도 28의 D2에서, 자속은 정착 롤러의 재료를 수직으로 관통한다. 이 경우의 와전류는 도 32에 나타낸 E⊥의 방향으로 발생한다. 비교예 4에서, 이 방향의 와전류의 발생도 발열에 기여하고 있다고 생각된다.

이 와전류 E⊥는 재료의 표면에 가까울수록 E⊥가 커지고, 재료의 내부에 가까울수록 E⊥가 지수 함수적으로 작아지는 특성이 있다. 그 깊이는 침투 깊이 δ라고 칭하고, 이하의 식으로 표현된다.

δ=503×(ρ/fμ)^1/2 ... (28)

침투 깊이 δ m

여자 회로의 주파수 f Hz

투자율 μ H/m

저항률 ρ Ωm

침투 깊이 δ는 전자파의 흡수 깊이를 나타내고, 이것보다 깊은 곳에서는 전자파의 강도가 1/e 이하로 된다. 반대로 말하면, 대부분의 에너지는 이 깊이까지 흡수된다. 그 깊이는 주파수, 투자율 및 저항률에 의존한다. 니켈의 저항률 ρ(Ω·m), 비투자율 μ, 및 각 주파수에서의 침투 깊이 δm은 하기 표와 같다.

[표 17]

니켈의 침투 깊이

니켈은, 21kHz의 주파수에서는 침투 깊이가 37㎛이고, 니켈의 두께가 이 두께보다 작게 되면, 전자파는 니켈을 관통하고, 와전류에 의한 발열량은 현저하게 감소한다. 즉, 와전류 E⊥가 발생해도, 재료 두께가 40㎛ 정도에서는 발열 효율에 영향을 받는다. 따라서, 자성 금속을 발열층으로서 사용하는 경우, 두께는 침투 깊이 보다 두껍게 하는 것이 바람직하다.

비교 실험

제4 실시예와 비교예 4간에 원통형 회전체의 두께 의존성을 비교한 실험 결과에 대하여 설명한다. 비교예 4에 따른 니켈로 이루어진 원통형 회전체로서, 직경이 60mm이고, 길이가 230mm인 부재를 사용하였고, 두께는 4종류(75㎛, 100㎛, 150㎛, 200㎛)로 하였다. 제4 실시예는 자성 코어를 길이 방향으로 분할하고, 분할한 자성 코어 사이의 갭을 보증하기 위하여 두께 G=20㎛인 폴리이미드의 시트를 분할된 자성 코어들 사이의 갭에 개재한 구성을 갖는다. 다음의 표 18은 제4 실시예와 비교예 4에 따른 정착 장치에서, 원통형 회전체의 두께와, 원통체 외부의 자력선의 비율간의 관계를 나타낸 것이다. 제4 실시예에서는, 원통형 회전체의 두께에 무관하게, "R2: 원통체 외부의 자력선의 비율은 90％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있다. 비교예 4는 비교예 4에 따라 갭이 0.5mm인 코어에 대하여 동일한 원통형 회전체를 사용한 경우의 "원통체 외부의 자력선의 비율"이며, 모든 상황에서 "R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상이다"의 조건을 충족하지 않는다.

[표 18]

원통체 외부의 자력선의 비율

비교예 4의 "원통체 외부의 자력선의 비율"은, 모든 상황에서 0％이다. 따라서, 자력선은 원통체 외부를 우회하기 어렵고, 주로 롤러를 통과한다. 도 30은 원통형 회전체의 중공부에 자성 코어를 배치하여 주파수 21kHz에서의 전력의 변환 효율을 측정한 결과이다.

이것에 따르면, 비교예 4에 따른 정착 장치에서는, 니켈의 두께 150㎛로부터 전력의 변환 효율의 감소가 시작되었고, 75㎛에서 80％에 도달하였으며, 비교예 3과 동일한 경향을 나타냈다. 비교예 4의 구성에서는, 원통형 회전체의 두께를 75㎛ 이하로 설정했을 경우, 전자기 유도 가열의 전력 변환 효율은 80％ 이하로 감소하였고, 비교예 3과 마찬가지로 퀵 스타트 특성에 불리한 구성을 갖는다. 한편, 제4 실시예의 구성은 전력의 변환 효율이 95％를 초과하기 때문에, 제3 실시예와 같은 이유에 의해 퀵 스타트 특성에 유리하다.

이상 설명한 바와 같이, 제4 실시예의 구성에 따르면, 비투자율이 높은 니켈로 형성된 원통체에서, 그 두께를 얇게 했을 경우에도, 원통체를 효율적으로 발열할 수 있고, 퀵 스타트 특성이 우수한 정착 장치를 제공할 수 있다.

도 33a 및 33b에 도시한 바와 같이, 자성 코어(2)의 원통형 회전체의 단부면으로부터 돌출되어 있는 부분은, 원통형 회전체의 내주면으로부터 원통형 회전체의 래디얼 방향으로 연장한 가상면으로부터 외측의 영역으로 나오지 않도록 구성하면, 조립 특성의 향상에 기여할 수 있다는 것에 유의하라.

제5 실시예

제1 실시예의 "3-3. 자기 회로와 퍼미언스"의 항에서, "원통체 내에 철 등을 배치해야 하는 경우에는, 원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율을 제어할 필요가 있다라고 설명하였다. 여기서, 원통체 외부를 우회하는 자력선의 비율을 제어하는 구체예를 설명한다.

본 실시예는 제2 실시예의 변형예이며, 보강 부재로서 철제의 보강 스테이를 배치한 점만이 제2 실시예의 구성과 상이하다. 최소한의 단면적으로 구성한 철제의 스테이를 배치함으로써, 더 높은 압력으로 정착 필름과 가압 롤러를 가압할 수 있고, 정착 성능을 향상시킬 수 있다는 장점이 있다. 상술한 단면적이란, 원통 회전체의 모선 방향에 수직인 방향의 단면이다.

도 36은 제5 실시예에 따른 정착 장치의 개략적인 단면도이다. 정착 장치 A는 원통형 가열 회전체로서의 정착 필름(1)과, 정착 필름(1)의 내면과 접촉하는 닙부 형성 부재로서의 필름 가이드(9)와, 닙 형성 부재를 가압하는 금속 스테이(23)와, 가압 부재로서의 가압 롤러(7)를 포함한다. 금속 스테이(23)는 비투자율이 500인 철이며, 그 단면적은 1mm×30mm=30mm²이다. 가압 롤러(7)는 정착 필름(1)을 개재하여 필름 가이드(9)와 함께 닙부 N을 형성한다. 닙부 N을 사용하여 토너상 T를 담지하는 기록재 P를 반송하는 동안, 기록재 P를 가열하여 토너상 T를 기록재 P에 정착시킨다. 가압 롤러(7)는 도시하지 않은 베어링 유닛 및 가압 유닛을 사용하여 전체 압력 약 10N 내지 300N(약 10 내지 약 30kgf)의 가압력으로 필름 가이드(9)에 대하여 가압되고 있다. 도시하지 않은 구동원을 이용하여 가압 롤러(7)가 화살표 방향으로 회전에 의해 구동되어, 닙부 N에서의 마찰력으로 정착 필름(1)에 회전력이 작용하고, 정착 필름(1)은 구동 및 회전한다. 필름 가이드(9)는 정착 필름(1)의 내면을 가이드하도록 구성된 필름 가이드로서의 기능도 구비하고, 내열성 수지인 폴리페닐렌 술피드(PPS) 등으로 구성된다. 자성 코어와 원통체의 재료 및 단면적은 제2 실시예와 동일하기 때문에, 각 영역을 통과하는 자력선의 비율을 산출하면, 다음의 표 19와 같이 결과가 구해진다.

[표 19]

제5 실시예의 자력선의 비율

제5 실시예의 구성에서는, 원통체 외부의 자력선의 비율이 91.6％이고, "R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상이다"의 조건을 충족하고 있다.

표 19로부터 제5 실시예의 각 구성요소의 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 퍼미언스: Pc=4.5×10^-7 H·m

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 퍼미언스:

Pa=3.8×10^-8+1.3×10^-10+3.1×10^-10 H·m

원통체의 퍼미언스: Ps=1.4×10^-12 H·m

따라서, 제5 실시예는 다음의 퍼미언스의 관계식을 만족한다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

상술한 식을 자기 저항으로 치환하면, 하기 식들이 구해진다.

자성 코어의 자기 저항: Rc=2.2×10⁶ 1/(H·m)

원통체 내부의 자기 저항은 철 스테이 Rt, 필름 가이드 Rf 및 원통체 내부 공기 Rair의 자기 저항과의 합성된 저항 Ra이며, 다음의 식을 사용하면,

Ra=2.3×10⁹ 1/(H·m)이 된다.

원통체의 자기 저항 Rs는, Rs=3.2×10⁹ 1/(H·m)이기 때문에, Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는, Rsa=2.3×10⁹ 1/(H·m)이 된다.

따라서, 제5 실시예의 구성은 다음의 자기 저항의 관계식을 충족한다.

0.30×Rsa≥Rc

이상으로부터, 제5 실시예에 따른 정착 장치는 퍼미언스(자기 저항)의 관계식을 충족하므로, 정착 장치로서 사용할 수 있다.

도 37은 단위 길이당 자성 코어, 코일, 원통체 및 금속 스테이를 포함하는 공간의 자기 등가 회로를 나타낸다. 도 11b와 보는 방식이 동일하므로, 자기 등가 회로의 상세한 설명은 생략한다. 자성 코어의 길이 방향의 일단부로부터 나오는 자기력을 100％로 할 때, 8.3％는 금속 스테이의 내부를 통과하여 자성 코어의 타단부로 복귀되므로, 그 만큼만 원통체 외부를 우회하는 자력선이 줄어들게 된다. 이 이유에 대해서는 도 38을 참조하여 자력선의 방향과 패러데이의 법칙을 이용하여 설명한다.

패러데이의 법칙은 "회로내의 자계를 변화시키면, 그 회로에 전류를 인가하려고 하는 유도 기전력이 발생하고, 유도 기전력은 회로를 수직으로 관통하는 자속의 시간 변화에 비례한다"이다. 도 38에 나타낸 솔레노이드 코일(3)의 자성 코어(2)의 단부 근방에, 회로 S를 배치하고, 코일(3)에는 고주파 교류를 인가할 경우, 회로 S에서 발생하는 유도 기전력은 식 (2)에 따라, 패러데이의 법칙에 따라 회로 S의 내부를 수직으로 관통하는 자력선의 시간 변화에 비례한다. 즉, 회로 S를 자력선의 보다 많은 수직 성분 Bfor이 통과하면, 발생하는 유도 기전력도 커진다. 그러나, 금속 스테이의 내부를 통과하는 자력선은, 자성 코어내의 자력선의 수직 성분 B와는 반대 방향인 자력선 성분 Bopp이 된다. 이 반대 방향의 자력선 성분 Bopp가 존재하면, "회로를 수직으로 관통하는 자력선"은 Bfor와 Bopp간의 차분이 되므로, 감소한다. 그 결과, 기전력이 감소하여 변환 효율이 떨어질 경우가 있을 수 있다.

따라서, 원통체와 자성 코어 사이의 영역에 금속 스테이와 같은 금속 부재를 배치하는 경우에는, 오스테나이트계 스테인리스강과 같은 비투자율이 작은 재료를 선택함으로써, 원통체 내부의 퍼미언스를 작게 하여 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족하게 한다. 필요에 의해 원통체와 자성 코어 사이의 영역에 비투자율이 높은 부재를 배치하는 경우에는, 가능한 한 그 부재의 단면적을 작게 함으로써 원통체 내부의 퍼미언스를 작게(원통체 내의 자기 저항을 크게) 하여 다음의 퍼미언스의 관계식을 충족시킨다.

비교예 5

본 비교예는 상술한 제5 실시예에 비해 금속 스테이의 단면적이 상이하다. 단면적이 제5 실시예보다 크고, 제5 실시예보다 4배 큰 2.4×10^-4m²인 경우, 각 영역을 통과하는 자력선의 비율을 산출하면, 계산 결과는 다음의 표 20과 같다.

[표 20]

비교예 5의 자력선의 비율

비교예 5의 구성에서는, 원통체 외부의 자력선의 비율이 66.8％이고, "R1: 원통체 외부의 자력선의 비율은 70％ 이상이다"의 조건을 만족하지 않는다. 이때, 임피던스 애널라이저에 의해 구해지는 전력의 변환 효율은 60％이었다.

또한, 표 20으로부터 비교예 5의 각 구성요소의 단위 길이당 퍼미언스는 하기와 같다.

자성 코어의 단위 길이당 퍼미언스: Pc=4.5×10^-7 H·m

원통체 내부(원통체와 자성 코어 사이의 영역)의 단위 길이당 퍼미언스:

Pa=1.5×10^-7+1.3×10^-10+3.1×10^-10 H·m

원통체의 단위 길이당의 퍼미언스: Ps=1.4×10^-12 H·m

따라서, 비교예 5는 다음의 퍼미언스의 관계식을 만족하지 않는다.

Ps+Pa≤0.30×Pc

상술한 식을 자기 저항으로 치환하면, 하기 식들이 구해진다.

자성 코어의 자기 저항: Rc=2.2×10⁶ 1/(H·m)

원통체 내부의 자기 저항 Ra(철 스테이 Rt, 필름 가이드 Rf 및 원통체 내부 공기 Rair의 자기 저항의 합성된 저항)는 다음의 식으로부터 계산하면, Ra=6.6×10⁶ 1/(H·m)이 된다.

원통체의 자기 저항 Rs는 Rs=7.0×10¹¹ 1/(H·m)이기 때문에, Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는 Rsa=6.6×10⁶ 1/(H·m)이 된다.

따라서, 비교예 5는 다음의 자기 저항의 관계식을 만족하지 않는다.

0.30×Rsa≥Rc

제6 실시예

제1 실시예 내지 제5 실시예의 사례는, 최대의 화상 영역 내의 부재 등이 원통형 회전체의 모선 방향으로 균일한 단면 구성을 갖고 있는 정착 장치를 취급해 왔다. 실시예 6에서는, 원통형 회전체의 모선 방향으로 불균일한 단면 구성을 갖는 정착 장치에 대하여 설명한다. 도 39는 제6 실시예에서 설명되는 정착 장치이다. 제1 실시예 내지 제5 실시예의 구성과 상이한 점은, 원통형 회전체의 내부(자성 코어와 원통형 회전체 사이의 영역)에 온도 검지 부재(24)가 제공된다는 것이다. 기타의 구성은 제2 실시예와 동일하고, 정착 장치는 도전층(원통형 회전체)을 갖는 정착 필름(1), 자성 코어(2) 및 닙부 형성 부재(필름 가이드)(9)를 포함한다.

자성 코어(2)의 길이 방향을 X축 방향으로 하면, 최대 화상 형성 영역은 X축상의 0 내지 Lp의 범위이다. 예를 들어, 기록재의 최대 반송 영역을 LTR 사이즈 215.9mm로 하는 화상 형성 장치의 경우, Lp는 Lp=215.9mm로 설정할 필요가 있다. 온도 검지 부재(24)는 비투자율이 1인 비자성체로 구성되고, X축에 수직한 방향의 단면적은 5mm×5mm이고, X축에 평행한 방향의 길이는 10mm이다. 온도 검지 부재(24)는 X축 상의 L1(102.95mm)으로부터 L2(112.95mm)까지의 위치에 배치된다. 여기서, X 좌표 상의 0 내지 L1을 영역 1으로 하고, 온도 검지 부재(24)가 존재하는 L1 내지 L2를 영역 2로 하고, L2 내지 LP를 영역 3으로 칭한다. 영역 1에서의 단면 구조는 도 40a에 도시하였고, 영역 2에서의 단면 구조는 도 40b에 나타내었다. 도 40b에 도시한 바와 같이, 온도 검지 부재(24)는 정착 필름(1)에 내포되고 있기 때문에, 자기 저항 계산이 대상이 된다. 엄밀하게 자기 저항 계산을 행하기 위해서는, 영역 1, 영역 2 및 영역 3에 대하여 개별적으로 "단위 길이당 자기 저항"을 구하고, 각 영역의 길이에 따라서 적분 계산을 행하고, 이들을 더하여 합성된 자기 저항을 구한다. 먼저, 영역 1 또는 영역 3에서의 각 구성요소의 단위 길이당 자기 저항을, 하기 표 21에 나타내었다.

[표 21]

영역 1 또는 3의 단면 구성

영역 1에서의 자성 코어의 단위 길이당 자기 저항 r_c1은 하기와 같다.

r_c1=2.9×10⁶ 1/(H·m)

여기서, 원통체와 자성 코어 사이의 영역의 단위 길이당 자기 저항 r_a는, 필름 가이드 r_f의 단위 길이당 자기 저항과 원통체 내부 공기 r_air의 단위 길이당 자기 저항의 합성된 자기 저항이다. 따라서, 하기의 식을 사용하여 계산할 수 있다.

계산의 결과, 영역 1에서의 자기 저항 r_a1 및 영역 1에서의 자기 저항 r_s1은 하기와 같다.

r_a1=2.7×10⁹ 1/(H·m)

r_s1=5.3×10¹¹ 1/(H·m)

또한, 영역 3은 영역 1과 동일하기 때문에, 영역 3에 대한 3가지 종류의 자기 저항은 하기와 같다.

r_c3=2.9×10⁶ 1/(H·m)

r_a3=2.7×10⁹ 1/(H·m)

r_s3=5.3×10¹¹ 1/(H·m)

다음으로, 영역 2에서의 각 구성요소의 단위 길이당 자기 저항은 다음의 표 22에 나타내었다.

[표 22]

영역 2의 단면 구성

영역 2에서의 각 구성요소의 단위 길이당 자기 저항 r_c2는 하기와 같다.

r_c2=2.9×10⁶ 1/(H·m)

원통체와 자성 코어 사이의 영역의 단위 길이당 자기 저항 r_a는, 필름 가이드 r_f의 단위 길이당 자기 저항, 서미스터 r_t의 단위 길이당 자기 저항 및 원통체 내부 공기 r_air의 단위 길이당 자기 저항의 합성된 자기 저항이다. 따라서, 하기의 식으로 계산할 수 있다.

계산의 결과, 영역 2에서의 단위 길이당 자기 저항 r_a2와 영역 2에서의 단위 길이당 자기 저항 r_c2는 하기와 같다.

r_a2=2.7×10⁹ 1/(H·m)

r_s2=5.3×10¹¹ 1/(H·m)

영역 3은 영역 1과 완벽하게 동일하다. 원통체와 자성 코어 사이의 영역의 단위 길이당 자기 저항 r_a에서, r_a1=r_a2=r_a3인 이유에 대하여 설명한다. 영역 2에서의 자기 저항 계산에서, 서미스터(24)의 단면적은 증가하고, 원통체 내부 공기의 단면적은 감소한다. 그러나, 양쪽 모두 비투자율은 1이기 때문에, 서미스터(24)의 유무에 무관하게 자기 저항은 동일하다. 즉, 원통체와 자성 코어 사이의 영역에 비자성체만이 배치되어 있는 경우에, 자기 저항의 계산을 공기와 같은 취급을 해도, 계산상의 정밀도로서는 충분하다. 왜냐하면, 비자성체의 경우, 비투자율은 거의 1에 가까운 값이 되기 때문이다. 이와는 반대로, 자성체(니켈, 철, 규소 강 등)의 경우에는, 자성체가 있는 영역과 기타의 영역을 별도로 계산하는 것이 바람직하다.

원통체의 모선 방향의 합성된 자기 저항으로서의 자기 저항 R[A/Wb/(1/H)]의 적분은, 각 영역의 자기 저항 r1, r2 및 r3 1/(H·m)에 대하여 하기와 같이 계산될 수 있다.

따라서, 기록재의 최대 반송 영역의 일단부로부터 타단부까지의 구간에서의 코어의 자기 저항 Rc[H]은 하기와 같이 계산될 수 있다.

또한, 기록재의 최대 반송 영역의 일단부로부터 타단부까지의 구간에서의 원통체와 자성 코어 사이의 영역의 합성 자기 저항 Ra[H]은, 하기와 같이 계산될 수 있다.

기록재의 최대 반송 영역의 일단부로부터 타단부까지의 구간에서의 원통체의 합성된 자기 저항 Rs[H]은, 하기와 같이 계산될 수 있다.

각 영역에 대해 행해진 상술한 계산의 결과를 이하 표 23에 나타내었다.

[표 23]

각 영역에서의 퍼미언스의 적분 계산 결과

상기 표 23으로부터, Rc, Ra 및 Rs는 하기와 같다.

Rc=6.2×10⁸ [1/H]

Ra=5.8×10¹¹ [1/H]

Rs=1.1×10¹⁴ [1/H]

Rs와 Ra의 합성된 자기 저항 Rsa는 이하의 식으로 계산될 수 있다.

이상의 계산으로부터, Rsa=5.8×10¹¹ [1/H]이 구해지기 때문에, 다음의 관계식이 충족된다.

0.30×Rsa≥Rc

이와 같이, 원통형 회전체의 모선 방향으로 불균일한 단면 형상을 갖는 정착 장치의 경우에는, 자성 코어를 원통형 회전체의 모선 방향으로 복수의 영역으로 분할하고, 그 영역마다 자기 저항을 계산하며, 마지막으로 그들을 합성한 퍼미언스 또는 자기 저항을 계산하는 것이 바람직하다. 그러나, 처리될 부재가 비자성체인 경우에는, 투자율이 거의 공기의 투자율과 동일하기 때문에, 이를 공기로 간주하여 계산할 수도 있다. 다음으로, 계산되어야 하는 구성요소에 대하여 설명한다. 원통형 회전체의 내부(도전층, 즉, 원통형 회전체와 자성 코어 사이의 영역)에 배치되고, 적어도 일부가 기록재의 최대 반송 영역(0 내지 Lp)에 포함되어 있는 구성요소에 대해서는, 퍼미언스 또는 자기 저항을 계산해야 한다. 반대로, 원통형 회전체의 외부에 배치된 부재는, 퍼미언스 또는 자기 저항을 계산할 필요는 없다. 왜냐하면, 전술한 바와 같이 패러데이의 법칙에 따라 유도 기전력은 회로를 수직으로 관통하는 자력선의 시간 변화에 비례하고, 회로의 외측의 자력선과는 무관하기 때문이다. 또한, 원통형 회전체의 모선 방향으로 기록재의 최대 반송 영역의 외측에 배치된 부재는, 원통형 회전체(도전층)의 발열에는 영향을 미치지 않기 때문에, 계산할 필요는 없다.

본 발명은 예시적인 실시예들을 참조하여 기술되었지만, 본 발명은 개시된 예시적인 실시예들에 국한되지 않는다는 것을 이해하여야 한다. 첨부된 청구 범위는 모든 변형, 등가 구조 및 기능을 포함하도록 가장 넓은 해석에 부합될 것이다.

본 출원은 2012년 6월 19일자로 출원된 일본 특허 출원 제2012-137892호와 2013년 6월 10일자로 출원된 제2013-122216호의 이익을 주장하며, 그 전체는 본 명세서에서 참조로서 결합된다.

Claims (46)

1. 화상이 형성된 기록재를 가열함으로써 화상을 기록재에 정착하도록 구성된 정착 장치이며,
   도전층을 포함하는 원통형의 회전체;
   상기 도전층을 전자기 유도 발열시키는 교번 자계를 형성하도록 구성된 코일로서, 상기 코일은 나선 형상부를 갖고, 상기 나선 형상부는 상기 나선 형상부의 나선 축이 상기 회전체의 모선 방향을 따라 연장하도록 상기 회전체의 내부에 배치되는, 코일; 및
   상기 교번 자계의 자력선을 가이드(guide)하도록 구성되고, 상기 나선 형상부 내에 배치되는 자성 코어
   를 포함하고;
   상기 자성 코어의 자기 저항은, 상기 모선 방향으로 기록재 상의 화상의 최대 통과 영역의 일단부로부터 타단부까지의 영역에서, 상기 도전층의 자기 저항 및 상기 도전층과 상기 자성 코어 사이의 영역의 자기 저항으로 이루어지는 합성 자기 저항의 30％ 이하인, 정착 장치.
2. 삭제
3. 삭제
4. 제1항에 있어서,
   상기 자성 코어는 상기 회전체의 외부에 루프를 형성하지 않는 형상을 갖는, 정착 장치.
5. 제1항에 있어서,
   상기 도전층은 은, 알루미늄, 오스테나이트계 스테인리스강 및 구리 중 하나 이상으로 형성되는, 정착 장치.
6. 제1항에 있어서,
   상기 자성 코어는 상기 모선 방향으로 상기 회전체의 단부면보다 상기 회전체의 외측으로 돌출되는, 정착 장치.
7. 제1항에 있어서,
   상기 회전체의 단부면보다 상기 회전체의 외측으로 돌출된 상기 자성 코어의 부분은, 상기 회전체의 래디얼 방향에서, 상기 회전체의 내주면을 상기 모선 방향으로 연장한 가상면보다 내측의 영역에 있는, 정착 장치.
8. 제1항에 있어서,
   상기 코일에 흐르는 교류 전류의 주파수는 21kHz 이상 100kHz 이하인, 정착 장치.
9. 제1항에 있어서,
   상기 화상의 최대 통과 영역은 상기 도전층과 상기 자성 코어가 상기 모선 방향으로 오버랩되는 영역에 포함되는, 정착 장치.
10. 제1항에 있어서,
    상기 회전체는 원통형의 필름이고,
    상기 정착 장치는 상기 필름과의 사이에 기록재를 반송하는 닙부를 형성하도록 구성된 대향 부재를 갖는, 정착 장치.
11. 제10항에 있어서,
    상기 정착 장치는 상기 필름의 내면과 접촉하며, 상기 필름을 개재하여 상기 대향 부재와 함께 상기 닙부를 형성하도록 구성된 닙부 형성 부재를 포함하는, 정착 장치.
12. 제11항에 있어서,
    상기 정착 장치는 상기 필름의 내부에, 상기 모선 방향을 따라 긴, 상기 닙부 형성 부재를 보강하도록 구성된 보강 부재를 포함하고, 상기 보강 부재의 재료는 오스테나이트계 스테인리스강인, 정착 장치.
13. 삭제
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25. 제1항에 있어서,
    상기 도전층은 상기 도전층을 주회하여 흐르는(circumferentially flowing) 상기 교번 자계에 의해 유도되는 유도 전류에 의해 발열하는, 정착 장치.
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