KR20190067829A - 절단-스택형 변압기를 위한 변압기 코어 및 이를 포함하는 변압기 - Google Patents

Abstract

절단-스택(cut-and-stack)형 전기 변압기 코어(49; 59)를 제공하며, 이것은 2개의 스택(53, 57; 60, 61)을 포함하고, 각 스택(53, 57; 60, 61)은 하나 이상의 편탄 부분으로 이루어지고, 절단 방향이 직선형이고 서로 평행하거나 수직이고, 상기 스택(53, 57; 60, 61)은 마주보고 갭(1)을 가지고, 상기 평탄 부분은 Ni = 30-80%, 및 10% 합금 원소로 이루어지고, 급격한 입방체 조직(acute cubic texture) {100} <100>을 가지며, 필드가 샘플의 장변의 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향(DL)에 평행한 경우, 최대 유도 1.2 T에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만이고, 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 횡 방향(DT)에 평행하고 압연 평면에 놓이는 경우, 최대 유도 1.2 T에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만이고, 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향(DL)과 횡 방향(DT)의 45°인 중간 방향에 평행한 방향인 경우, 최대 유도 1.2 T에 대한 겉보기 자기 왜곡이 10 ppm 미만이다.

Description

절단-스택형 변압기를 위한 변압기 코어 및 이를 포함하는 변압기

본 발명은 항공기에 탑재될 수 있는 전기 변압기 분야에 관한 것이다. 이들의 기능은 소스 네트워크와 온보드 전기 및 전자 시스템 간의 갈바닉 절연뿐 아니라 일차 회로(온보드 발전기(들)의 전원 공급 장치 쪽)와 하나 또는 여러 개의 이차 회로 사이의 전압 변환이다. 또한 이러한 변압기는 특정 항공기 장치에 일정한 전압을 전달하기 위해 전자 부품을 기반으로 하는 다운스트림 기능에 의한 "정류기"가 될 수 있다.

저주파 온보드 변압기(= 1kHz)는 구조 상의 제약 조건과 구리의 1차 및 2차 권선에 따라 주로적층형, 스택형 또는 권선형인 연자성(soft magnetic) 합금 코어로 구성된다. 1차 공급 전류는 시간이 지남에 따라 가변적이고 주기적이지만 순전히 정현파인 것은 아니며 변압기의 요구를 근본적으로 변화시키지 않는다.

이러한 변압기의 제약 조건은 여러 가지이다.

그들은 가능한 한 높은 중량 전력 또는 또는 체적의 밀도를 제공하기 위해 가능한 한 작은 체적 및/또는 중량(일반적으로 두 개는 밀접하게 연결되어 있음)을 가져야 한다. 동작 주파수가 낮을수록, 이 요크(yoke)의 자기 요크의 섹션 및 체적(결국 중량)이 더 커지며, 이는 저주파수 애플리케이션에서 소형화의 필요성을 증대시킨다. 기본 주파수가 이따금 부과되기 때문에, 가능한 한 가장 높은 작용 자속을 얻는 양 또는 전달된 전력이 가해질 경우 자속의 흐름의 구간을 가능한 줄이는 양(결국 재료의 중량)은 온보드 중량을 줄임으로써 중량대 전력비(power-to-weight ratio)를 증가시키는 목표를 가질 것이다.

그들은 그것들을 비용 효율적으로 만들 수 있는 충분한 수명을 가져야 한다(적용에 따라 적어도10년 내지 20년). 그러므로 변압기의 노화와 관련하여 열 동작 체제를 고려해야 한다. 일반적으로 200 °C에서 최소 수명 100,000 시간이 필요하다.

변압기는 거친(roughly) 정현파 주파수 전원 공급 장치 네트워크에서 작동해야 하며 출력 전압의 진폭은 일 순간에서 다음 순간까지 최대 60 %까지 일시적으로 변할 수 있다. 특히 변압기에 전원이 공급되거나 전자기 액추에이터가 갑자기 스위치 온 되는 경우이다. 이것은 자성 코어의 비선형 자화(magnetization) 곡선을 통해 변압기의 1차 코일 측으로 전류가 인출되는 결과를 가진다. 변압기의 요소(절연체 및 전자 부품)는 이러한 인출 전류의 큰 변화, 소위 "돌입 효과(inrush effect)"를 손상 없이 견딜 수 있어야 한다.

이 돌입 효과는 In = 2.B_t + B_r - B_sat식에 의해 계산되는 "돌입 지수", 즉 In으로 수량화될 수 있다. 여기서 B_t는 변압기의 자성 코어의 공칭 일 유도(work induction)이고 B_sat는 코어의 포화 유도(saturation induction)이고, B_r은 잔류 유도(remanent induction)이다.

돌입으로 인하여 변압기가, 설계된 공칭 자속 변이 dΦ/dt 에 대응하는 과도한 전압 인력에 대해 갑자기 영향을 받을 (예를 들어, 온보드 시스템이 이미 그 전력을 생산할 때 변압기를 시동하는 동안) 가능성이 있음을 구체화하는 것이 중요하다. 이 때 변압기의 자속이 초기에 Φ₀이면, 그 후 자속이 갑자기 Φ₀+dΦ가 된다. Φ₀이 0에 가까우면, Φ₀+dΦ는 dΦ에 가까워지며, 변압기가 그에 따라 치수가 지정되면 포화 자속에 가까울 수 있다. 그러나 Φ₀이 높으면, 예를 들어 곡선 B(H)의 엘보우 근처에서 플럭스 dΦ를 더하면 Φ₀+dΦ의 매우 높은 값을 가지게 되므로, 이 추가적인 유동 dΦ을 생성하기 위해 과포화된 자기 유도가 발생한다. 이를 위해 변압기는 인가된 과포화 자기장과 변압기의 1차 측에 해당하는 전류를 사용하여 전력 전자 보드에서 전류가 갑자기 상승하여 심각한 손상을 초래할 수 있다.

또한, Φ₀+dΦ의 하이퍼 스터링(hyperstaurating)과 같은 상황에 처하지 않도록 하고, 변압기 연결시Φ₀이 로우인지 또는 하이인지를 예측하는 것이 불가능하기 때문에, 변압기 분야의 당업자라면 위의 돌입 수식에 다음 규칙을 적용한다:

첫 번째 규칙은 변압기의 전기 연결 중에 최대 자속을 수용하기 위해 재료의 포화 유도를 증가시키는 것이고;

두 번째 규칙은 Φ₀을 줄이기 위해 잔류 유도 B_r을 줄이는 것이며;

잔여 유도 B_r에 의해, 명세서의 나머지 부분에서와 마찬가지로, 주요 히스테리시스 사이클에서 자기장이 상쇄되는 유도 지점을 의미한다. 사실 트랜스포머의 자기 이력을 선험적으로 알지 못하기 때문에(그리고 이것은 온보드 변압기 작동의 일반적인 경우임), 변압기가 - 변압기가 온보드 전기 네트워크에 연결되기 전에 정지 상태인지 또는 전기 상태가 아닌지 여부 - 일시적인 전류 스파이크의 영향으로 주요 히스테리시스 사이클(이 경우 B_r라고 불리는 최대 B_r 유도에서 정지 상태에 놓이게 될 것임)를 통해 이미 거쳤는지 여부, 또는 그것은 부차적 히스테리시스 사이클(즉, 자성 코어가 인사된 최대 필드에 의해 포화 유도에 도달하지 못함)를 거쳤는지 여부를 아는 것이 불가능하다. 이러한 불확실성에 대한 예방책으로서, 돌입 현상과 관련하여 특징적인 수량으로서 주요 히스테리시스 사이클의 유도 B_r을 고려할 수 없다.

자성에서, "주요" 및 "부차적" 히스테리시스 사이클은 통상 다음과 같이 정의된다.

가변 적용 필드 H 하에서 자화 M에서의 히스테리시스 사이클은 대응하는 자화 M(Hmin) 및 M(Hmax)이 안정화 될 때까지 2개의 값 Hmin과 Hmax 사이에서 H를 변화시킴으로써 얻어진 폐곡선 M(H)이다. 그 후 루프 M(H)은 닫힌다. 히스테리시스는 자화 M이 "상승 히스테리시스 곡선"이라고 하는 순방향 경로(Hmin -> Hmax)와 "하강 히스테리시스 곡선"이라고 하는 리턴 경로(Hmax -> Hmin) 사이에서 전체 또는 일부가 서로 다르다는 사실로 특징 지어진다. 히스테리시스는 두 개의 상승 및 하강 부분을 갖는 루프를 형성하고, 이 두 부분은 링 Hferm1 및 Hferm2의 "폐쇄"의 두 필드에 대해 함께 결합한다는 것을 알 수 있다.

적용된 극한 필드 Hmin과 Hmax를 증가시킴으로써, 히스테리시스 사이클이 최대 자기장에서 단일 자화 곡선을 형성하도록 결국 좁아지는 것을 알게 된다: 하나는 2에서 하나의 곡선으로 가는 필드는 소위 "폐쇄" 필드 Hferm1 또는 Hferm2이다.

Hmax > Hferm2 및 Hmin < Hferm1인 경우(즉, 히스테리시스 루프가 가장 높은 인가 필드에 대한 양 단부에서 단일 자화 곡선으로 변환되는 경우), 히스테리시스 사이클은 "주요(major)"라고 불린다. 그렇지 않으면 "부차적(minor)"라고 칭한다.

세 번째 규칙은 변압기의 자성 코어의 양이 최대 B_t가 되는 부차적 히스테리시스 사이클을 기술하는 공칭 일 유도 B_t를 감소시키는 것으로 이루어진다.

돌입 효과를 제한하기 위해 저주파 변압기의 가장 일반적인 용도로 가장 널리 사용되고 가장 안전한 방법은 예를 들어, 전기 연결 중에 일시적으로 변압기에 들어가야 하는 플럭스 증가 dΦ(2.B_t. 코어의 단면)를 줄이기 위해 B_t를 줄이는 것이다(위의 공식 참조).

반면에, B_t를 감소시키는 것은 정상 상태(변압기의 주요 임무)에서 변압기의 전압의 전기 변환 용량을 감소시키는 것에 해당하며, 이는 자기 요크 섹션(전압 = dΦ/dt = d(N.Bt.S)/dt, 여기서 N = 2차 권선의 수)의 증가에 의해, 따라서 무게가 증가에 의해 보상되야 하는데 온보드 변압기에 대한 만족스러운 솔루션이 아니다. 이 경우 B_t를 낮추기 위해 B_s를 늘리고 B_r을 줄이기 위해 자성 재료를 선택하여 솔루션을 통해 돌입을 항상 제한하는 것을 선호한다.

전자기력 및 자기 변형으로 인해 변압기에 의해 방출되는 소음은 변압기 근처의 사용자 및 개인의 요구 사항을 충족 시키거나 시행중인 표준을 준수할 만큼 충분히 낮아야 한다. 점차적으로 조종사와 공동 조종사는 헤드셋 없이 직접 통신 할 수 있기를 원하게 된다.

변압기의 열효율은 내부 작동 온도와, 예컨대 결국 치수화되는 오일 펌프와 연관되는, 예컨대 권선과 요크를 감싸는 오일 배쓰에 의해 배출되어야 하는 열 흐름을 설정하기 때문에 고려해야 할 매우 중요한 것이다. 따라서. 열 동력원은 주로 1차 및 2차 권선으로부터의 줄 손실과 시간에 따른 자속 변화 및 자성 재료로부터의 자기 손실이다. 산업 현장에서, 추출할 용적 열 전력은 오일 펌프의 크기와 동력 및 변압기의 내부 작동 한계 온도에 의해 부과된 특정 임계값으로 제한된다.

마지막으로, 변압기의 열 체제(thermal regime)을 고려하여, 재료 비용, 설계, 제조 및 유지 보수 비용, 장치의 전력 밀도(중량 또는 부피) 최적화 간의 최상의 기술적 경제적 타협을 보장하기 위해서는 변압기의 비용을 가능한 한 낮게 유지해야 한다.

일반적으로 중량/체적 전력의 가능한 최고 밀도를 찾는 것이 유리하다. 이를 증가시키기 위해 고려해야 할 기준은 Fe-Ni 합금과 같은 고 투자율 재료의 경우 80 A/m B₈₀에서의 자기 유도, 또는 철, 철-규소, 철-코발트 합금과 같은 중간 고 투자율 재료의 경우 800 A/m B₈₀₀에서의 자기 유도 및 포화 자화 Js이다.

저주파 온보드 변압기를 제조하는 두 가지 기술이 현재 사용되고 있다.

이러한 기술 중 첫 번째에 따르면, 전원 공급 장치가 단상일 때 변압기는 권선된 자기 회로를 포함한다. 전원 공급 장치가 3상인 경우, 변압기 코어의 구조는 이전 유형의 두 개의 인접한 토릭(toric) 코어의 형태로 이루어지며, 이전의 두 개의 토릭 코어 둘레에 "8"을 형성하기 위해 세 번째 감겨진 토러스(torus)로 둘러싸여 있다. 실제로 이 회로 형태는 자기 플레이트(일반적으로 0.1mm)에 작은 두께를 부여한다. 사실 이 기술은 유도된 전류를 고려하여 공급 주파수가 이 두께의 스트립을 사용하는 경우, 즉 통상적으로 수백 Hz의 주파수에 대해 제한될 때만 사용된다.

이들 기술 중 두 번째에 따르면, 예상되는 자기 플레이트의 두께에 관계없이 스택형 자기 회로가 사용된다. 따라서, 이 기술은 수 kHz 미만의 임의의 주파수에서 유효하다. 그러나, 기생 에어 갭 줄이고(따라서 겉보기 전력(apparent power)을 최적화), 플레이트들 사이에 유도되는 전류를 제한하기 위해서는 플레이트의 디버링(deburring), 병치(juxtaposing) 또는 전기 절연에도 특별한 주의를 기울여야 한다.

이들 기술 중 하나에서, 고 투자율의 연자성 재료가 예상되는 스트립 두께에 상관없이 온보드 전력 변압기에 사용된다. 이러한 재료의 두 계열은 0.35 mm내지 0.1 mm 또는 심지어 0.05 mm의 두께로 존재하며 다음의 화학적 조성으로 명확히 구별된다:

- 취약성 및 전기 저항성이 주로 Si 함량에 의해 제어되는 Fe-3% Si 합금(이 합금의 조성은 후술할 나노 결정 합금을 제외하고 명세서 전체에 걸쳐 중량 %로 표시됨)으로서, 자기 손실이 매우 낮다가(N.O. non-oriented grain alloys) 낮은(G.O. grain oriented alloys) 정도이고, 포화 자화 Js (2T 정도)가 높으며, 비용이 매우 적고; 온보드 변압기 코어 기술 또는 이와 유사한 것에 사용되는 Fe-3% Si의 두 하위 계열이 있는, Fe-3% Si 합금:

o　　"권선"형 온보드 변압기 구조에 사용되는 방향성 입자(G.O.)를 갖는 Fe-3% Si으로서, 고 투자율(B₈₀₀ = 1.8 - 1.9 T)은 높게 제시된 조직 {110} <001>에 기인하고, 이들 합금은 저렴하고, 형성하기 쉽고, 높은 투자율을 가지지만, 그 포화는 2T로 제한되며, 이들은 매우 중요한 고조파를 유발할 수 있는 자화 곡선의 비선형성이 매우 큰, Fe-3% Si;

o　　"절단 및 스택"형 온보드 변압기 구조에 사용되는 비방향성(Non-Oriented, N.O.) 입자 Fe-3% Si로서, 이들의 투자율은 감소되고, 그들의 포화 자화는 G.O의 그것과 유사한, Fe-3% Si;

- 취성(brittleness) 및 전기 저항성이 주로 바나듐에 의해 제어되는 Fe-48% Co-2% V 합금으로서, 그들은 높은 자기 투자율을 그들의 물리적 특성(낮은 K1) 뿐만 아니라 K1을 매우 낮은 값으로 설정하는 최종 어닐링 이후의 냉각에도 의존하고, 깨지기 쉽기 때문에 이 합금은 경화된 상태로 성형되어야 하며(절삭, 스탬핑, 접힘 등으로) 피스가 그 최종 형상을 가지는 경우에만(E 또는 I 변압기에서, 회전 기계의 회전자 또는 고정자) 최종 단계에서 어닐링된 재료이며, V가 존재로 인해 어닐링 대기의 품질은 산화되지 않도록 완벽하게 제어되어야 하며, 마지막으로 이 재료의 가격은 매우 높으며(Fe-3% Si - G.O.의 20 내지 50 배), Co의 존재와 관련이 있으며 Co의 함량에 대략 비례함.

이 두 종류의 고 투자율 재료 만이 현재 온보드 저주파 전력 변압기에 사용되고 있다. 그러나 철에 대한 Co의 첨가는 합금의 자기 포화를 증가 시켜서 35 내지 50 % Co쪽으로 2.4T에 도달하고, 온보드 변압기에서 Fe-48% Co-2% V보다 적은 양의 코발트를 함유하는 FeCo계 재료를 사용하는 것을 기대할 수 있다는 것이 오래 전부터 알려져 왔다.

불행하게도, 이들 중간 합금은 수십 kJ/㎥의 자기 결정 이방성(magnetocrystalline anisotropy)을 가지며, 최종 결정학적 배향(crystallographic orientation)의 무작위 분포의 경우 높은 투자율을 제공하지 못한다. 중간 주파수 온보드 변압기의 경우 48% Co 미만의 자기 플레이트의 경우에, 성공 가능성은 필연적으로 각 입자에서 축 <100>는 압연 방향(rolling direction)에 매우 가깝다는 사실을 특징으로 하는 급격한 조직을 통과하는 것으로 알려져 왔다. 2차 재결정에 의해 Fe 3% Si에서 고스(Goss)에 의해 얻어진 조직{110} <100>는 도시된 예이다. 그러나,이 작업에 따르면, 플레이트는 코발트를 포함해서는 안되다.

보다 최근에는, US-A-3 881 967에서 4 내지 6% Co 및 1 내지 1.5% Si의 첨가 및 2차 재결정 화를 사용하여 높은 투자율이 또한 얻어질 수 있음이 밝혀졌다: B₈₀₀ ≒ 1.98 T, 최고 전류 플레이트 Fe 3% Si G.O. (B₈₀₀

1.90 T)와 비교하여 800 A/m에서 0.02 T/% Co의 이득. 그러나 B₈₀₀의 단 4% 만 증가시키면 변압기를 크게 줄일 수 없다는 것은 명백하다. 비교를 위해, 변압기를 위한 최적화된 Fe-48% Co-2% V 합금은 약 2.15 T ± 0.05 T의 B₈₀₀을 가지며, 이는 800 A/m에서 약 13 % ± 3 %으로부터, 2500 A/m에서 약 15 %, 5000 A/m에서 약 16 %로부터, 동일한 요크 섹션에 대한 자속 증가를 가능하게 한다.

또한 2차 재결정으로 인한 큰 입자의 Fe 3% Si G.O.와 1.9T의 B₈₀₀을 허용하는 결정들 사이의 매우 작은 방향 이탈(disorientation)의 존재가 0보다 매우 명확한 자기 왜곡 계수(magnetostriction coefficient) λ₁₀₀의 존재와 결합된다는 점도 주목해야 한다. 따라서, 이 재료는 장착 및 작동 제약에 매우 민감하게 반응하여, B₈₀₀을 Fe 3% Si G.O.로 만드는 것은 약 1.8 T의 온보드 변압기에서 작동하는 산업 실무에 적용된다. 이는 US-A-3 881 967의 합금에 해당된다. 게다가 Fe-48% Co-2% V는 자기 왜곡 계수가 Fe-3% Si보다 여전히 4 내지 5 배 크지만, 결정학상 배향의 무작위 분포 및 작은 평균 입자 크기(수십 마이크론)가 낮은 응력에 훨씬 덜 민감하므로 작동시 B₈₀₀이 크게 감소하지 않는다.

따라서 작동시 Fe-3% Si G.O.를 Fe-48% Co-2% V로 대체하면, 800 내지 5000 A/m의 작동 필드 진폭에 대하여 온보드 변압기의 자속 상수 섹션이 20 내지 25 % 증가하여, % Co 당 자속의 약 0.5 % 증가한다. US-A-3 881 967의 합금은 자속을 1% Co에 의해 1% 증가 시키지만, 이 총 증가(4%)는 이 재료의 개발을 정당화하기에는 너무 낮다고 간주되었다.

특히 문헌 US-A-3 843 424에서 2% 미만 Cr 및 3% 미만의 Si를 가지며 1차 재결정화 및 정상적인 입자 성장에 의해 얻어진 고스 조직을 갖는 Fe-5 내지 35% Co 합금을 사용하는 것이 제안되어 왔다. 조성물 Fe-27% Co-0.6% Cr 또는 Fe-18% Co-0.6% Cr은 800 A/m에서 2.08 T 및 8000 A/m에서 2.3 T에 도달하는 것을 가능하게 하는 것으로 인용된다. 이러한 값은 작동시 Fe-3% Si-G.O. 플레이트에 비해, 800 A/m에서 15% 및 5000 A/m에서 18%의 주어진 요크 섹션에서 자속을 증가시켜 동일한 양만큼 변압기의 체적 또는 중량을 줄이기 위하여, 800 A/m의 1.8 T에서, 및 5000 A/m의 1.95 T에서 작동이 가능하도록 한다. 따라서, 낮은 Co Fe-Co 합금(합금 원소의 첨가 가능)을 제조하기 위한 몇 가지 조성물 및 방법이 제안되어 왔으며, 일반적으로 상용 합금 Fe-48% Co-2 %V이지만 현저히 낮은(18 내지 25%) Co 수준(따라서 비용)으로 접근 가능한 것들에 근접한 자기 유도 10Oe를 획득하는 것이 가능하다.

절단-스택 핵심 기술에서 항공기용 변압기에 Fe-Ni 합금이 사용되는 것은 알려져 있지 않다. 실제로, 이들 재료는 위에 언급된 Fe-Si(2T) 또는 Fe-Co(> 2.3 T) 보다 훨씬 낮은 Js 라는 포화 자화(Fe-Ni50에 대해 최대 1.6T)를 가지며, 또한 λ₁₁₁ = 7 ppm 및 λ₁₀₀ = 27 ppm의 FeNi50에 대한 자기 왜곡 계수를 가진다. 이는 "비배향" 유형의 Fe-Ni50 다결정 재료(즉, 상당한 조직이 없음)에 대한 겉보기 포화 자기 왜곡(apparent saturation magnetostriction) λ_sat = 27 ppm을 초래한다. 이러한 수준의 자기 왜곡은 높은 노이즈의 기원에 있으며, 이는 매우 적당한 포화 자화 Js 이외에 이 재료가 사용되지 않는 이유를 설명한다.

요약하면 항공기 변압기 설계자가 직면한 다양한 문제가 이러한 방식으로 발생할 수 있다.

자기 왜곡으로 인한 노이즈에 대한 강한 요구가 없는 경우, 낮은 돌입 효과, 변압기의 높은 중량 밀도, 양호한 효율 및 낮은 자기 손실에 대한 요구 사항 간의 절충안은 Fe-Si G.O., Fe-Co 또는 철계 비결정질 재료에 감긴 자성 코어, 또는 Fe-Si N.O. 또는 Fe-Co로 이루어진 절단-스택 피스 내에 자성 코어를 포함하는 솔루션을 사용하도록 한다.

후자의 경우, FeSi N.O. 또는 G.O. 전기 강철 또는 Fe49Co49V2와 같은 FeCo 합금의 절단-스택 E 또는 I 코어가 자주 사용된다. 그러나 이러한 재료들은 상당한 자기 왜곡을 가지며 자화 방향이 E 구조에서 항상 동일한 결정학적 방향에 머물러 있지 않기 때문에, 치수 결정이 일반적인 일 유도 수준(약 Js의 70 %)으로 이루어지면 이러한 변압기 구조는 크게 변형될 수 있고 상당한 노이즈를 발생한다. 노이즈의 방출을 줄이려면 다음을 수행해야 한다:

- 일 유도를 감소시킴, 그러나 동일한 비로 코어의 단면을 증가시켜서 그 체적 및 중량이 송신되는 동일한 전력을 유지시키는 것이 필요함;

- 또는 변압기를 음향 차폐하여 추가 비용을 발생시키고 변압기의 중량 및 부피를 증가시킬 수 있음.

이러한 조건 하에서, 사양의 중량 및 노이즈 제한을 동시에 충족시키는 변압기를 설계하는 것은 항상 불가능하다.

낮은 노이즈 자기 왜곡에 대한 요구가 점차 확산되는 만큼, 평균 B_t 일 유도를 줄임으로써 코어 단면 및 전체 중량을 증가시켜 동일한 자속 일 플럭스를 유지하는 것 이외에 노이즈를 줄이는 방법을 모르기 때문에, 변압기의 체적와 중량을 늘리는 것 이외의 이전 기술로는 만족시킬 수 없다. 노이즈 요건이 없는 경우 B₁은 Fe-Si 또는 Fe-Co에 대해 1.4 내지 1.7 T 대신 약 1 T로 낮추어야 한다. 또한 종종 변압기를 패딩할 필요가 있으며, 이로써 중량과 벌크가 증가한다.

현재의 솔루션보다 높은 일 유도를 제공한다면 처음에는 제로 자기 왜곡인 재료 만이 문제를 해결할 수 있다. 포화 유도 Js가 약 0.75 T 인 Fe-80% Ni 합금 및 Js가 약 1.26 T 인 나노 결정질 재료 만이 이러한 낮은 자기 왜곡을 가진다. 그러나, Fe-80% Ni 합금은 기존 변압기보다 가벼운 변압기를 제공하기에는 너무 낮은 B_t 일 유도를 가지고 있다. 오직 나노 결정질 재료 만이 요구되는 낮은 노이즈로의 경감을 가능하게 한다.

그러나 나노 결정질은 "온보드 변압기" 솔루션의 경우 큰 문제를 일으킨다. 두께가 약 20 μm이고 단단한 지지체 둘레의 무정형 유연 상태에서 토러스(torus)로 감겨 서 열처리 동안 토러스 모양이 유지되어 나노 결정화를 일으킨다. 그리고 이러한 지지체는 열처리 후에 제거되어서 토러스의 모양을 유지할 수 없으며, 토러스가 종종 반으로 절단되어 이전에 설명한 권선 회로 기술을 사용하여 변압기의 소형화를 가능하게 하기 때문이다. 권선 코어에 함침시키는 수지 만이 수지의 중합 후에 제거되는 지지체가 없는 동일한 형태로 그것을 유지할 수 있다. 그러나 함침되고 경화된 나노 결정 코어의 C-절단 이후에, 일단 권선이 삽입되면 폐쇄된 토러스를 재구성하기 위해 2개의 부분이 정확히 대면하게 는 것을 방지하는 C의 변형이 존재한다. 변압기 내에 C를 고정시키는 제약은 또한 변형을 유도 할 수 있다. 따라서, 지지대를 유지하는 것이 바람직하지만, 이는 변압기의 중량을 증가시킨다. 또한, 나노 결정질은 다른 연성 재료(철, FeSi3 %, Fe-Ni50 %, FeCo, 무정형 철계 합금)보다 현저히 낮은 포화 자화 Js를 가지며, 이는 변압기 중량의 상당한 증가를 필요로 하기 때문에 증가된 자성 코어 섹션은 Js에 의해 부과 된 일 유도의 저하를 보상해야 한다. 또한 필요한 최대 노이즈 수준이 낮고 저 노이즈의 다른 더 가벼운 솔루션이 나타나지 않는 경우 "나노 결정질" 솔루션이 최후의 수단으로 사용된다.

본 발명의 목적은 항공기에 사용하기에 적합한 저주파 변압기 설계를 제안하고 가능한 가장 최선의 방법으로 앞서 언급한 기술적 문제를 해결하고 다음을 포함하는 사양을 충족시키는 것을 가능하게 한다.

- 일반적으로 0.8 미만의 매우 낮은 돌입 지수로서, 그것의 정교하게 추구되는 값이 변압기의 전원 공급 유형, 돌입 전류에 영향을 받는 변압기의 전기 또는 전자 부품 유형에 따라 달라질 수 있는, 매우 낮은 돌입 인덱스;

- 돌입 효과가 느껴지는 기간 이외에 작동 중 노이즈로서, 변압기가 조종실에 놓이기 위해 80dB 이하, 바람직하게는 55dB 이하인, 노이즈; 및

- 가능한 한 최대 전력, 일반적으로 1 kVA/kg 이상, 바람직하게는 1.25 kVA/kg 이상, 또는 1.5 kVA/kg 초과의 중량 밀도에 의해 얻어지는 최소 가능한 자성 코어의 총 중량.

이를 위해, 본 발명의 목적은 절단-스택형의 전기 변압기 코어에 관한 것이다. 이것은 각각이 제 1 두께 ep1를 갖는 2개의 스택 또는 스택의 그룹을 포함하는 것을 특징으로 하며, 상기 스택들은 각각 주 절단 방향이 직선이고 서로 평행 또는 수직인, 단일 평탄 피스 또는 서로 분리된 다수의 동일한 평면 피스로 구성되며, 상기 스택 또는 스택의 그룹은 서로 마주하고 그들 사이의 최대값이 10 mm로 교정된 적어도 하나의 잔류 에어 갭 ε을 가지며, 상기 평탄 피스는 Ni = 30 내지 80%, 바람직하게는 Ni = 40 내지 60%, 및 준비에 기인하는 합금 원소 및 불순물을 10% 이하, 바람직하게는 2% 이하 함유하는 적어도 하나의 오스테나이트(austenitic) FeNi 합금으로 되어 있지만, 나머지는 철이다. 합금은 급격한 입방체 조직 {100} <100>을 가지며, 이 합금은 적어도80%, 바람직하게는 적어도 95%의 입자가 이상적 배향 {100} <100>으로부터 20°이하인 각(ω)만큼 편향되고, 평탄 피스의 두 주요 절단 방향이 압연 방향 또는 압연 방향을 가로지르는 횡 방향에 실질적으로 평행하고, 결정학적 평면(100)이 압면 평면으로부터 20°이하로, 바람직하게는 10°이하로, 더 양호하게는 5°이하로 편향 되지만, 축 [001] 또는 [010] 및 압연 방향 또는 횡 방향은 각(α)으로부터 각각 최대 20°, 바람직하게는 최대 10°, 보다 바람직하게는 최대 5°편향되고, 상기 평탄 피스는 1 T의 최대 유도, 400 Hz에서 20 W/kg 미만, 바람직하게는 15 W/kg 미만, 보다 바람직하게는 10 W/kg 미만에 대하여 자성 코어로부터 정현 유도파에서 자기 손실을 가지며, 측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변의 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향에 평행한 경우, 최대 유도 1.2 T에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만, 바람직하게는 3 ppm 미만, 더욱 바람직하게는 1 ppm이며, 측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향을 가로지르는 횡 방향에 평행하고 압연 평면에 놓이는 경우, 1.2 T의 최대 유도에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만, 바람직하게는 3 ppm 미만, 더욱 바람직하게는 1 ppm이고, 측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향과 횡 방향으로부터 45°인 중간 방향에 평행한 방향인 경우, 1.2 T의 최대 유도에 대한 겉보기 자기 왜곡이 10 ppm 미만, 바람직하게는 8 ppm 미만, 보다 바람직하게는 6 ppm이다.

스택은 각각 C 형상, E 형상 또는 I 형상일 수 있다.

그 후, 코어는 서로 마주하는 두 개의 E 자형 서브 코어에 의해 형성될 수 있다.

코어는 또한 헤드-테일 식으로(head to tail) 배치된 E-형 평탄 피스의 스택에 의해 형성될 수 있으며, E-형 평탄 피스의 측 방향 브랜치들 사이의 빈 공간들은 E-형 평탄 피스와 I-형 평탄 피스 사이에 에어 갭(ε)으로 동일한 조성 및 조직의 I-형 평탄 피스로 채워진다.

코어는 또한 E-자형 서브 코어 및 서로 마주하는 I-형 서브 코어에 의해 형성될 수 있다.

코어는 또한 서로 마주하는 두 개의 C 형상 서브 코어에 의해 형성 될 수 있다.

코어는 두 개의 연속된 두 개의 C-형상 서브 코어 세트에 의해 형성 될 수 있으며, 세트는 서로 마주 보게 된다.

대안으로, 코어는 스택의 연속 층에 의해 형성될 수 있으며, 2개의 연속 층은 헤드-테일식으로 위치되고 에어 갭(δ₂)에 의해 분리된다.

스택 중 적어도 하나는 각각 에어 갭(δ₁)에 의해 분리된 동일한 형상의 여러 평탄 피스로 이루어질 수 있다.

합금 원소는 Cr, Si, Al, Zr, Mo, W, V, Nb, Cu, Mn 중 적어도 하나로부터 선택 될 수 있다.

절단된 평탄 피스는 대칭을 가질 수 있다.

부분의 입자 크기는 200μm 이하일 수 있다.

또한, 변압기 코어는 중첩되고 제 1 두께(ep1)를 갖는 스택과 동일한 형상의 제 2 두께(ep2)를 갖는 평탄 피스의 제 2 스택을 포함할 수 있으며, 제2 스택의 평탄 피스는 2T 이상의 포화 자화를 가진 적어도 일부의 재료에 있고, 상기 제2 스택이 코어 체적의 50 % 미만이다.

제2 스택의 평탄 피스는 FeCo 합금, FeCo(V, Ta, Cr, Si, X) 합금으로부터 선택된 적어도 하나의 재료로 이루어질 수 있고, 여기서 X는 하나 이상의 Mo, Mn, Nb, Si, Al, FeCoSi 합금, 연철, 강, 5-22% Cr 및 Mo, Mn, Nb, Si, Al, V, 비배향성 FeSiAl 전기 강을 총 0 내지 10% 함유하는 페라이트계 스테인레스 강으로부터 선택된다.

서로 마주하는 두 스택 또는 스택 그룹 사이의 에어 갭(ε)은 제 1 두께(ep1)를 갖는 제1 스택과 제2 두께(ep2)를 갖는 제2 스택 사이에서 상이한 폭을 가질 수 있다.

갭(ε)은 제1 두께(ep1)를 갖는 스택 사이에서 2 내지 1500 ㎛의 폭(ε1)을 가질 수 있고, 제2 두께(ep2)를 갖는 스택 사이에서 2 내지 3000 ㎛의 폭을 가질 수 있다.

본 발명의 목적은, 자성 코어가 선행 타입인 것을 특징으로 하는 절단-스택 자성 코어를 포함하는 단상 또는 삼상 전기 변압기이다.

그것은 항공기 탑승형 변압기가 의도이다.

그것은 항공기의 조종실에 배치되도록 의도된 변압기일 수 있다.

이해할 수 있는 바와 같이, 본 발명은 가장 일반적으로 중첩되는 스택, 즉 형상, 크기, 화학적 구성 및 조직(주어진 스택의 플레이트에 대해 획득하려는 코어의 속성에 대해 중요한 것이 조직임)을 형성하고, 다음의 특징과 연관되도록 배열된, 즉 E, I 또는 C에서 자성 재료의 중첩된 플레이트를 사용하는 가장 전형적인 "절단-스택(cut-and-stack) 코어 변압기 기술"을 채택하여 이루어진다:

- 정현파 유도 파에서 400 Hz의 주파수에서, 전형적으로는 적어도 1.5 kVA/kg 이상, 바람직하게는 3 kVA/kg 이상 또는 4 kVA/kg 이상에서 높은 밀도의 전력 밀도 및/또는 중량; 1T의 최대 유도를 위해 자성 코어로부터 발생하는 정현 유도파에서 400Hz에서의 낮은 자기 손실, 즉 20W/kg 미만, 바람직하게는 15W/kg 미만, 보다 바람직하게는 10W/kg 미만임;

- 측정이 기다란 장방형 샘플(엡스타인 유형 또는 전형적으로 100 x 10 mm²)에서 수행되는데 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향이 플레이트의 압연 방향DL과 평행한 경우에, 최대 유도 1.2 T인 겉보기 자기 왜곡 λ_s ^1.2T 이5 ppm 이하, 바람직하게는 3 ppm 이하, 보다 양호하게는 1 ppm 이하임;

- 측정이 기다란 장방형 샘플(엡스타인 유형 또는 전형적으로 100 x 10 mm²)에서 수행되는데 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향이 플레이트의 횡 방향DT와 평행한 경우에, 최대 유도 1.2 T인 겉보기 자기 왜곡 λ_s ^1.2 이 5 ppm 이하, 바람직하게는 3 ppm 이하, 보다 양호하게는 1 ppm 이하임;

- 측정이 기다란 장방형 샘플(엡스타인 유형 또는 전형적으로 100 x 10 mm²)에서 수행되는데 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 샘플의 장변 방향인 이 방향이 DL 및 DT의 45° 중간 방향에 평행한 경우에, 최대 유도 1.2 T인 겉보기 자기 왜곡 λ_s ^1.2 이 10 ppm 이하, 바람직하게는 8 ppm 이하, 보다 양호하게는 6 ppm 이하임;

- 절단 피스들 사이에 분표된 다양한 에어 갭에 의해 다소의 낮은 값으로 조정될 수 있는 글로벌 자기 회로의 주요 히스테리시스 사이클의 잔류 자기(remanence) B_r;

- 플레이트들의 중첩의 각 레벨에서 적어도 하나의 잔류 또는 교정 에어 갭의 존재.

경우에 따라, 동일한 플레이트의 스택 또는 일부 만을 단순한 플레이트들보다 더 중량이 나가는 단일 부분으로 교체 할 수 있다.

본 발명자에 의해 선택된 솔루션은 변압기의 소형 구조에 대한 관심을 유지할 수 있게 하여, Fe3% Si 또는 FeCo를 사용하는 변압기에 대하여 종래의 피스들로 된 자성 코어들과 동일한 방식으로 본 발명에 따라 배열된 절단 피스들로 인해 높은 전력 밀도를 가능하게 한다. 또한 중첩된 E 및 I의 자화 방향에 대해 재료 및/또는 미세 구조의 적절한 선택 덕분에 작은 노이즈를 방출할 수 있다. 마지막으로 자기 회로의 낮은 잔류 자기(remanence)을 확보하여 과도기의 높은 자속에 대한 액세스로 인한 돌입의 효과를 제한할 수 있다.

저 자기 손실, 낮은 돌입 효과, 낮은 A.Tr, 낮은 손실의 도체, 낮은 정도부터 매우 낮은 정도 소음의 누적 요구 사항을 충족시키기 위해 절단 스택형의 자기 요크가 있는 온보드 변압기에 대한 적합한 절충안 및 높은 전력 밀도는 3상 변압기의 가장 제한적인 경우에 개발되고 첨부된 도면에 도시된, 다음의 일반적인 해결책에 의해 달성된다.

도 1 내지 도 6은 본 발명에 따라 제조된 변압기의 자성 코어에 대한 다양한 가능한 구성 실시예를 개략적으로 도시한다;
도 7은 본원에 따른 "E + I" 변압기 코어의 더 상세한 실시예를 도시한다;
도 8은 본원에 따른 "이중E" 변압기 코어의 실시예를 도시한다;
도 9는 표 3의 실시예가 그것의 "돌입 노이즈 인덱스(inrush noise index)" 쌍을 보여주고 대응하는 코어의 무게를 나타내는 다이아그램에 위치되는 방법을 도시한다;
도 10은 플레이트 3개 층의 스택의 중첩으로 이루어진 코어 구성의 변이를 원근법으로 도시하며, 플레이트들은 스택의 각 층 내에 E + I로 배열되고, 스택의 각 층은 인접 층(들)에 대하여 헤드-테일 식으로 배열된다;
도 11은 2개 층의 스택이 헤드-테일 식으로 배열되는 구성에서, 중첩된 박층들(thin layers)의 각 층 간에 놓여진 비자성 층에 의해 교정된 면간 갭(interplanar gap)을 가지는 코어 구성의 변이를 측면으로 도시한다.

본 발명의 기본 모듈은 E, I, C의 형태인 평탄 피스, 또는 다른 피스들의 측면이 직선형이고 평행하거나 서로 수직인 임의의 다른 피스의 절단 및 적층형 구조의 자성 코어다. 이 자성 코어는 전형적인 조성 Fe50% -Ni50 중량 % (FeNi50)의 "입방체 조직"이라고 불리는 조직 {100} <100>를 갖는 적어도 하나의 오스테나이트FeNi 합금의 사용에 의해 생성되므로, E, I, C (또는 다른) 형상 피스의 2개의 주요 절단 방향은 압연 방향 DL 또는 횡방향 DT(DL에 수직이고 압연 면에 위치하는 방향)에 평행하다. 따라서, E, I, C 등은 이전에 만들어진 변압기의 권선 주위에 자기 요크를 형성하도록 배열된다. 이 유형의 구조는 예를 들어 단상 또는 3상 변압기에 적합하다.

본 발명자들은 이러한 구성에서, 강한 자기 왜곡 계수 λ₁₀₀ 및 λ₁₁₁을 갖는 FeNi(전형적으로 FeNi50) 코어는 작은 기계적 변형을 겪고 3상 변압기 구성(E + E 또는 E + I)과 같이 단상 변압기 구성에서(C + C 또는 C + I)에서 저 노이즈 만을 방출한다는 것을 발견하였다.

본 발명자들은 또한 일 함수 유도 B_t가 포화 자화 Js에 너무 가깝다면, 돌입의 영향은 더 이상 충분히 감쇠되지 않는다는 것을 발견했다.

본 발명자들은 또한 고 포화 및 고 자기 왜곡 재료(FeSi 또는 FeCo와 같은)의 작은 절단 피스들의 일부가 이전의 FeNi 코어에 첨가되면, 돌입 효과가 자성 코어의 동일한 전체 중량에 대해 더 잘 감쇠된다는 것을 발견했다.

제안된 해결책은 절단-스택(cut-and-stack)형 구조의 자성 코어를 E, I, C 등의 형태의 평탄 피스들로 설계하는 것으로, 여기서 이들 부분의 상이한 변은 직선이며, 서로 평행하고 수직이다. 바람직하게는, 절단 피스들 및/또는 보다 일반적으로는 스택들(절단 피스들/플레이트들)은 대칭을 갖지만, 절대적으로 필수적인 것은 아니다. 예를 들어, E 중앙 브랜치는 다른 측 브랜치보다 한쪽 브랜치에 더 가깝다.

스택을 형성하기 위해 서로 겹쳐지는 상이한 재료의 부분은 대응하는 모든 부분에 걸쳐 반드시 동일한 폭을 가질 필요는 없다. 특히, 입방체 조직 FeNi 피스(자성 코어의 주요 요소를 형성함)의 다양한 직선형 부분은 고 포화 및 고 자기 왜곡 재료로 제조된 상보적인 선택 피스의 대응하는 직선 부분보다 넓은 폭을 갖는 것이 바람직하다. 예를 들어, FeSi 또는 FeCo를 포함하며, 이는 바람직하게는 피스들의 스택(FeNi)의 한면 또는 양면에 배치된다. 이것은 특히 자성 코어의 단면 각도의 "라운딩(rounding)"을 가능하게 하여, 구리 도체를 감는 것이 더 쉽게 된다. 또한 권선에 사용되는 구리의 양을 최소화한다. 필요하다면, 돌기 효과를 충분히 감쇠시키기 위해 FeCo/FeSi 부분의 폭은 스택을 형성하는 피스의 수의 증가에 의해 보상된다.

자성 코어의 주요 요소를 형성하는 피스들은 본 발명에 따라 "입방체 조직"으로 알려진 유형의 조직 {100} <001>를, 어닐링 한 후에 획득하는 것이 가능한 금속학적 방법(metallurgical method)에 따라 경화된 FeNi 오스테나이트 합금 스트립으로 절단된다. 이 피스들은 다음과 같은 방법으로 절단된다:

- 결정학적 방향 <001>을 향한 압연 방향 DL은 E 또는 C의 측면 브랜치의 장변과 평행하고; 결정학적 방향 <100>로 배향된 플레이트 DT의 횡 방향은 E 또는 C의 배면에 평행하고(즉, 측면 브랜치를 연결하는 E 또는 C면);

- 또는 결정학적 방향 <100>을 향한 압연 방향 DL은 E 또는 C의 배면과 평행하고; 결정학적 방향 <100>으로 배향된 횡 방향 DT은 E 또는 C의 측면 브랜치의 장변과 평행하다.

그 피스가 I 형상으로 절단되면, 비교 할만한 내용이 적용된다.

즉, 코어 피스의 다양한 직선 부분의 절단 에지는 항상 각각의 DL 또는 DT와 실질적으로 평행해야 하며, 그렇지 않으면 예를 들어 DL과 결정학적 방향 <100> 사이의 방향 이탈이 있을 때 변압기의 노이즈 성능이 급격히 저하된다.

전형적으로(그러나, 배타적이지는 않음), 절단 피스들은 각각 0.1 내지 0.3 mm의 두께를 갖는다. 후술하는 모든 시험에 있어서, 각 절단 피스는 0.2 ㎜의 두께를 가졌다.

도 1 내지 도 6은 본 발명에 따른 변압기 코어에 대한 가능한 구성의 다양한 비제한적 예시를 개략적으로 도시하고, 이 변압기 코어의 각각의 피스의 방향 DL 및 DT에 대하여 식별된다. DL 및 DT와 직교 좌표계를 형성하고 따라서 코어를 구성하는 상이한 피스들의 중첩 방향에 실질적으로 대응하는 방향 DN이 또한 표현되어 있다.

도 1은 변압기 코어 3상 이중 E를 나타내며, 즉 대면 배치된 2개의 서브 코어 E(1, 2)에 의해 형성된다. 이들이 부착된 측 방향 브랜치(3-8)와 배면(9,10)은 모두 동일한 섹션을 갖는다.

도 2는 대면 배치된 2개의 서브-코어 E(11, 12)로 구성된 단상 변압기 코어를 도시한다. 이들의 외부 측 방향 브랜치(13-16) 및 그 배면(17, 18)은 동일한 단면을 가지며, 내부 측 방향 브랜치(19, 20)는 다른 브랜치(13-16) 및 배면(17, 18)의 단면의 2 배와 동일한 단면을 갖는다. 이것은 도 5에 도시된 구성과 비교하여 주어진 전력에 대해 매우 소형인(compact) 구성을 제공한다.

도 3은 배면(22) 및 각 브랜치(23, 24, 25)에 대해 동일한 단면을 갖는 "8"의 전체 형상으로 된 3상 변압기 코어(21)를 도시하며, E-피스는 헤드-테일 식으로 중첩된다. 이것은 코어(21)의 두 개의 연속된 중첩 피스가 교대로 겹쳐지는데, 하나는 그 배면(22)이 우측에 배치되고 그 측 방향 브랜치(23, 24, 25)가 좌측을 향하고, 다른 하나는 배면이 좌측에 위치하며 측면 브랜치가 오른쪽을 향하고 있다. 이것은 각 E-피스의 측 방향 브랜치(23, 24 및 24, 25) 사이에 빈 공간을 제공한다. 이러한 구성에서, 코어(21)의 전체 코어(21) 상에 자기 재료의 일정하고 균일한 단면을 얻고, 따라서 코어(21)의 최적 성능을 얻기 위해, 이들 빈 공간은 I-형상의 평탄 피스 (70,71)에 의해 채워진다. 따라서, E 형상인 평탄 피스의 측 방향 브랜치(23, 24, 25)와 I 형태인 평탄 피스(70, 71)의 단부 사이의 각각의 중첩 레벨에서 에어 갭 ε이 생성된다. 이러한 에어 갭 ε의 존재는 이러한 실시예가 본 발명에 따라 양호할 수 있도록 보장한다.

도 4는 3상 변압기의 "8" 코어를 형성하고 E와 I 사이의 에어 갭 ε을 갖는 E + I 코어(26)를 도시한다. 이러한 유형의 구조에서, E(27)의 서브 코어는 E(27)의 브랜치들(29, 30, 31)의 단부들을 연결하는 I인 서브 코어(28)에 의해 폐쇄된다. 이 구성은 두 가지 방식으로 달성될 수 있다:

- 코어 (26)의 중첩의 각 레벨에 E-피스 및 그것에 인접한 I-피스를 배치하고, 두 개의 연속적인 레벨의 E-피스를 헤드-테일 식으로 배열함으로써 획득될 수 있고; 따라서 도 3의 변형예로 "8"형상을 유지하면서 전체 코어(26)에 걸쳐 일정한 자성 재료의 섹션이 존재함;

- 피스 E의 스택과 피스 I의 스택을 결합함으로써 얻어질 수 있음.

도 5는 대면 배치된 C형인 2개의 서브-코어(33, 34), 모두 동일한 단면을 가지면서 배면(39, 40)에 수직인 브랜치(35-38)를 갖는 직선형인 각각의 C의 브랜치(35, 36, 37, 38) 및 배면(39, 40)으로 형성된 단상 변압기의 코어(32)를 도시한다.

도 6은 동일한 단면의 브랜치 및 직선형 배면을 갖는 대면 배치된 C 서브-코어들(44, 45, 46, 47)의 두 세트들(42, 43)에 의해 형성된 단상 변압기의 코어(41)를 도시하고, 이 두 세트(42, 43)(각 세트가 도 5의 코어(32)와 동일한 유형임)은 도 2의 코어를 분리하는 잔류 또는 교정된 에어 갭(ε')과 인접하고, 내부 측 브랜치(48)는 다른 측 방향 브랜치 및 배면의 이중 단면의 일반적인 형상과 비교 될 수 있는 코어(41)를 형성한다. 따라서, 2 개의 잔류 에어 갭 ε 및 ε'를 가지거나 서로 수직으로 교정되고 코어를 4개의 대칭 부분으로 분할하는 일반적인 형상인 "8"형의 코어 (41)가 존재한다.

본 발명과 관련하여 사용되는 오스테나이트 합금 FeNi는 30 내지 80 %의 Ni, 보다 바람직하게는 45 내지 60 %의 Ni를 함유하여 가장 높은 포화 자화 Js를 얻고 따라서 코어의 다른 피스의 단면, 결국 코어의 무게를 가능한 한 감소시킬 수 있다.

합금은 Cr, Si, Al, Zr, Mo, W, V, Nb, Cu, Mn과 같은 첨가 원소뿐만 아니라 자발적으로 추가되지 않고 아크 또는 유도 퍼니스에서 만들어진 합금에서 일반적으로 존재하는 임의의 잔류 원소 및 불순물을 총 10 중량 %까지 함유할 수 있다. 바람직하게는, 이들 잔류 및 불순물 첨가 원소의 합계는 2% 이하일 것이다. Ni 이외의 특정 원소의 상당한 첨가는 합금의 저항을 증가시킴으로써 자기 플레이트의 유도 전류 손실을 제한하는 이점을 가질 수 있다. 그러나 그 대응으로 Js가 저하될 것이다. 이 이유는 위에서 언급한 10% 및 2% 제한을 정당화한다.

예컨대 코어 성능 측면에서 중요하다면, 같은 코어의 스택에 서로 다른 합금을 정의된 두께의 연속적인 층의 형태로 배열하거나 스택 내부에서 혼합하여 사용할 수 있다. 그러나 이들 각각의 합금은 위에서 언급한 조성 요건을 충족시켜야 한다.

E, I, C 등의 형태의 절단 피스는 경화된 스트립의 표면 상에 증착되는 1 내지 수 마이크론의 두께인 절연체에 의해 서로 전기적으로 절연된다. 스택에 중첩된 2 개의 평탄 피스는 절연 코팅의 적어도 하나의 층에 의해 분리된다. 유기 수지("절연 바니시(insulation varnishes)"또는 "코팅"이라고도 함) 또는 CaO 또는 MgO 또는 Al₂O₃와 같은 산화물 등의 절연 재료는 이 절연에 알려진 방법으로 사용돌 수 있다. Fe 및 Ni 산화물의 표면 형성을 야기하는 산화 어닐링 동안 피스의 표면을 우선적으로 산화시키는 것도 가능하다. Ni 및 Fe 산화물의 결합 층 상의 부분의 표면을 인산염으로 처리할 수도 있다. 이 절연 공정 목록은 물론 제한적이지 않다. 특히, 스택의 형성 중에 절연될 피스들 사이에, 교정된 두께(전형적으로 수십 미크론 내지 수십 밀리미터)의 절연 및 비자성 재료의 플레이트를 삽입함으로써 전술 절연 재료의 증착물을 대체 할 수 있으며, 이는 코어의 특정 구성에 대해 2 개의 스택을 분리하는 에어 갭을 조정하는 기능을 또한 가질 수 있다. 이러한 재료의 예로는 플라스틱, 종이, 판지, 경질 폼, 절연 및 비자성 조성물이 있다. 절연재 및 절연 플레이트 삽입은 누적될 수 있다.

상세한 설명에서 이해되는 의미에서, "스택"은 이것이 원하는 결과를 얻는 것을 가능하게 하는 경우 다소 두꺼운 단일 절단 피스로 구성 될 수 있음을 이해해야 한다. 그러나 일반적으로, 주어진 전체 두께에 대해, 특히 코어 성능을 저하시킬 수 있는 와전류(eddy current)의 형성을 제한하도록 "스택"을 형성하기 위해 서로 격리된 비교적 얇은 동일한 여러 개의 플레이트를 사용하는 것이 바람직하다.

그런 다음 피스들을 보호 가스(Ar, H₂, H₂ + N₂, N₂ 등) 하에서 몇 분에서 몇 시간 동안 어닐링하여 일반적으로 200 μm 이하 크기의 균일한 입자 구조, 비정상적 성장(결정학적으로 양호하지 않게 배향된 큰 입자를 생성할 것임)의 부재, 및 최대 20° 까지인 각 ω로부터 이상적인 배향 {100} <001>까지 벗어난 결정학적 배향을 가진 예컨대 적어도 80%, 바람직하게는 적어도 95% 입자인 급격한 입방체 조직(acute cubic texture)을 획득한다.

대안으로, 조직화 어닐링(texturizing annealing) 및 전기 절연 코팅의 증착이 조각을 절단하기 전에 수행될 수 있다.

어닐링되고 전기 절연체로 코팅된 피스는 "적층"(적어도 일부에 대해 각각이 단일 조각으로 구성 될 수 있음)을 형성하도록 겹쳐지며, 스택은 절연 재료의 플레이들에 의해 서로 분리될 수 있어서, 스택이 오버레이 및/또는 그들의 병치에 의해 적층되는 E, I, C 등이 이전에 제조된 권선이 주위에 배열된 자기 요크를 형성한다. 그러나 요크를 조립한 후에 권선을 만들 수 있다. 이 유형의 구조는 예를 들어 단상 또는 3상 변압기에 적합하다.

스택 사이에 절연체를 설치하는 것은 필수적인 것은 아니지만, 에어 갭 ε, ε'의 제어 덕분에 자기 회로의 잔류 자기 및 변압기의 자화 전류를 보다 잘 제어하고, 돌입의 성능을 증가시키고, 산업 생산에서 변압기의 성능의 재현을 보다 가능하게 한다.

위에 언급된 FeNi와 동일한 형상을 갖는 부분의 소수 체적 비율(minority volume proportion)(즉, 코어의 전체 체적의 50 % 미만을 구성함), 이러한 동일한 부분과 같거나 매우 유사한 치수를 함유하긴 하지만 FeSi 및 FeCo와 같은 그 자체로 공지된 높은 포화 자기 재료로 제조되는 다른 스택과 FeNi 부분의 스택을 중첩시키는 것은 필수적이진 않지만 유리하다. 그들은 FeNi 부분과 같은 방식으로 서로 전기적으로 절연되어 중첩된다.

이들 고포화 재료들은 변압기 안에서 매우 낮은 유도로 작동한다.　 이들 고 레벨 재료들은　 　Fe-3% Si, Fe-6.5% Si, Fe-15 내지 50%Co-(V, Ta, Cr, Si, X) 조직화 그렇지 않을 수 있으며, 이때 X는　　Mo, Mn, Nb, Si, Al, 연철, 강철, 5 내지 22 중량%의 Cr 및 총 0 내지 10%의　　Mo, Mn, Nb, Si , Al, V, 비-배향 Fe-Si-Al　전기 강철　을 함유하는 Fe-Cr 페라이트계 스테인레스 중 하나 이상으로부터 선택되고, 이들 모두는 FeNi50 (오스테나이트 FeNi 중 가장 높은 Js를 가짐)의 1.6 T보다 높은 Js 값을 가진다.　 2 T 이상의 Js가 요구된다.

800 A/m (B₈₀₀) 및 8000 A/m (B₈₀₀₀)에서 주어진 자기 동작 점 B(H)를 갖는 종래의 높은 Js 재료의 실시예가 하기 표 1에 주어진다(주어진 조성은 물론 대략이고 상대적으로 소량으로 다른 합금 원소의 존재를 배제하지 않으며, 마찬가지로 예시 목록은 완전한 것은 아니며 유사한 특성을 가진 임의의 재료를 사용할 수 있다). 사실 이 유형의 재료에서 B₈₀₀쪽으로의 곡선 B(H)의 엘보우 주위에서 체적 감소(B 높음)와 변압기의 낮은 소비(낮은 A.tr) 사이의 최상의 절충안에 도달한다. 반면에 B₈₀₀₀은 포화 유도 방식을 설명하며, 이것은 전력 밀도 잠재력(B_t <B₈₀₀₀)뿐만 아니라 돌입 효과 감소에도 사용된다.

표 1: 본 발명에 사용 가능한 높은 Js 재료의 조성 및 800 A/m 및 8000 A/m에서의 자기 작동 점

다음 실시예에서 E 및/또는 I 형 평면 피스을 절단해야 하는 3상 변압기의 경우를 고려할 것이다.

도 7에 도시된 제1 실시예에서, 도 4에 개략적으로 도시된 유형의 E + I 구조를 갖는 변압기 코어(49)가 사용된다. 스택 E(53)의 2 개의 외부 측 방향 브랜치(50, 51) 및 내부 측 방향 브랜치(52)는 변압기의 각 상의 권선(54, 55, 56) 중 하나를 운반한다. I-스택(57)은 E(53)의 측 방향 브랜치(50, 51, 52)의 자유 단부에 부착된다. 각각의 스택(53,57)은 본 발명에 따라 입방체 Fe 합금 플레이트 금속의 두께(ep 1) 상에 중찹됨으로써 제조된다. 전형적으로 40 내지 60% Ni를 함유하고, 스택 E(53) 및 I(57)는 갭(ε)만큼 떨어져있다. 이 예에서, 스택 E(53)과 스택 I(57)의 후면(58) 및 3개의 측 방향 브랜치(50, 51, 52)는 모두 동일한 폭 a를 갖는다. 두 개의 스택 E(53)와 I(57)은 두 개의 다른 스택 E(53') 및 I(57') 상에 중첩되며, 그 자체는 높은 Js의 두꺼운 재료(ep2)의 플레이트의 중첩으로 구성되어, 두 쌍의 스택 E(53, 53')및 I(57, 57')는 총 두께 ep1 + ep2를 갖는다. 도시된 비제한적 예시에서, 고-재료 Js의 스택(53', 57')의 플레이트는 이들이 중첩되는 스택(53, 57)을 구성하는 플레이트와 동일한 형상 및 치수를 갖는다.

이 실시예에서는, 스택 E(53, 53')를 구성하는 중첩된 플레이트들 및 스택 I(57, 57')를 구성하는 중첩된 플레이트들의 직선 절단면들이 결정학적으로{100} <001> 설계된 입방체 조직 플레이트FeNi의 축 DL(각 플레이트의 압연 방향) 및 DT(각 플레이트의 압연 방향에 수직 방향) 상에 배열된다. 도시된 실시예에서, E(53)의 측 방향 브랜치들 (50, 51, 52)의 축은 DL과 함께 정렬되지만, I (57)와 E의 후면(58)은 DT를 따라 정렬된다. 그러나 본 발명의 범위 내에서 유지되는 절단 레이아웃을 역전시킬 수도 있다. 이 정렬이 놀랍게도 자성 코어에 의해 방출되는 진동 및 노이즈의 감소를 결정하는 압연 평면 상의 평면(100) 및 DL(또는 DT) 에서의 <100> 축의 품질이다. 이상적인 "입방" 배향의 결정학적 평면(100)은 도 7에서 압연 평면 (E(53)의 평면)과 완벽하게 평행한 것으로 표시되어 있지만, 20°까지의 방향 이탈이 두 평면 사이에서 허용될 수 있어서, 놀랄만한 효과가 상당하다(이러한 방향 이탈α의 시각화는 도 7 참조). 바람직하게는, 이러한 방향 이탈 α은 최대 10°이고, 보다 바람직하게는 최대 5°이다.

물론 I-스택(57)의 플레이트에 대해서도 동일하며, 도 5 및 도 6에 개략적으로 도시된 것과 같은 C 스택의 플레이트에 대해서도 동일하다.

따라서 이러한 방향성 ω 및 α를 갖는 (표면 또는 체적이) 적어도 80 %인 입자를 갖는 입방체 조직의 경우(즉, 상이한 축 및 평면에 따라 20°까지 방향이 왜곡됨), 변압기 코어(49) 전체의 매우 작은 진동 및 그에 따른 낮은 자기 왜곡 노이즈를 야기한다.

또한, E(53)와 I(57) 사이의 에어 갭(ε)의 조정은 자기 회로의 등가 투자율을 확립하는 동시에 자기 회로의 잔류 자기를 규제한다. 이 갭(ε)의 폭은 심(shim)으로 조정할 수 있다.

또한, 두 개의 스택(53, 57) 각각에서 높은 포화 재료(예를 들어, FeCo 또는 FeSi) 내의 E 또는 I 플레이트의 두께(ep2)를 갖는 스택(53 ', 57')의 중첩은, 이 재료가 돌입 효과의 감쇠(damping)에 참여하도록 하고, 이는 변압기의 FeNi의 주요 부분이 변압기를 보다 높은 유도로 작동시킬 수 있는 크기로 만들 수 있다. 따라서, 자기 회로의 단면 및 중량을 감소시킬 수 있다. 당업자는 코어(49)의 동일한 ep1 + ep2 두께에 대한 중량 저감 FeNi와 비교하여 FeCo 또는 FeSi의 부가 된 중량 사이의 올바른 절충안을 찾는 방법을 알고 있다.

이 높은 Js 재료의 플레이트는 특별한 유형의 조직을 가질 필요가 없다는 것을 이해해야 한다. 이들이 임의의 뚜렷한 조직(marked texture)을 갖는 경우, 이 조직은 반드시 DL 및 DT에 대해 정확한 방식으로 배향되지는 않는다. DL 및 DT에 비해 플레이트의 절단 에지의 방향만이 중요하며, 이러한 배향은 저 자기 왜곡 재료의 입방체 조직을 갖는 FeNi 플레이트의 절단 측면의 것과 동일하다.

도 8에 나타낸 "이중 E"(이 때, 권선은 나타내지 않음)로 알려진 본 발명에 따른 3상 자기 변압기 코어의 제2 실시예에서, 변압기의 코어(59)는 각각이 E자 형상으로 절단된 플레이트 요소의 열 내의 2개의 스택(60, 61)으로 이루어지며, 2개의 스택(60, 61)은 자기 회로를 형성하기 위해 대면 배치되고 갭 ε만큼 분리된다. 이 갭 ε의 폭은 심(shim)으로 조정할 수 있다. 여기서 도 1의 개략적 구성을 찾을 수 있다. 외측 브랜치(62, 63, 64, 65) 및 내측 브랜치(66, 67)는 이들을 연결하는 배면(68, 69)의 폭과 동일한 동일한 폭 a를 갖는다. 모든 스택(60, 61)의 측 방향 브랜치(62-67)는 동일한 길이 c를 가지며, 각 스택의 측 방향 브랜치(62-67)는 길이 b만큼 서로 이격되어 있다.

이들 스택(60, 61) 각각은 하나, 또는 바람직하게는 여러 개의 절단 플레이트로 제조되고, 이 플레이트는 {100} <001> 입방체 조직을 가지고 30-80%(바람직하게 45-50%) FeNi 합금인 하나의 제 1 재료가 적어도 주 체적으로 즉 코어의 전체 부피의 50 % 이상을 차지하고, 앞서 설명한 바와 같이 절연 플레이트에 의해 절연되거나 분리되어 있다. 이 FeNi 플레이트는 두께 ep1에 중첩된다. 앞에서 정의되고 도 7의 예에 대해 도시된 바와 같은 방향 DL 및 DT에 대한 플레이트들의 조직의 방향 α은 또한 이 예에 존재하며 도 8에서 반복하지는 않는다.

바람직하게는, 도 7 및 도 8에 도시된 예에서와 같이, 코어는 각각 표 1에 정의된 것과 같은 고 함량을 갖는 제2 재료의 하나 또는 바람직하게는 수 개의 플레이트로 구성된 두께 ep2의 중첩에 의해 보충된다.

두 개의 대향하는 스택 사이의 에어 갭 ε의 존재는 본 발명과 관련하여 필수적이다(파손되지 않은 "8" 구조 코어인 도 7 및 도 8의 구성에 대해, 이러한 에어 갭 ε이없는 경우 본 발명에 따르지 않음). 이는 몇 가지 관점에서 유리하다:

- 자기 회로의 잔류 유도를 낮추는 것이 가능함;

- 권선의 조립을 용이하게 함;

- 체적 전력 밀도를 증가시키기 위해 권선 창(winding window)을 채우는 것이 바람직함.

에어 갭 ε은 두 그룹의 플레이트, FeNi 조직화 플레이트 및 높은 재료 Js 플레이트에 대해 상이한 폭을 가질 수 있다.

2개의 플레이트 그룹에 대해 상이한 값의 에어 갭 ε의 존재 가능성은 본 발명에 따른 코어의 다른 변형예, 특히 도 7의 변형예에도 유효하다. 도 3의 변형예에서 도 6 및 7에서 보일 수 있는 에어 갭 ε의 역할을 하는, E-플레이트의 브랜치(23, 24, 25)로부터 I- 플레이트(70, 71)를 분리시키는 에어 갭 ε임을 알 수 있다.

민간 항공 업계의 추세는 조종실 옆에 있을 때 노이즈가 점차적으로 낮아지거나 매우 낮은 온보드 변압기를 설계하여 조종사가 헤드셋 없이 통신 할 수 있게 한다. 온보드 구성 요소와 마찬가지로 변압기는 가능한 가장 가볍고 가능한 최소한의 전력을 소비해야 하며 가능한 한 적게 가열해야 하며 차지하는 큰 변화, 예컨대 변압기의 돌입 전류의 큰 변화에 대하여 그 전체(절연체, 전자 부품)를 손상시키지 않아야 한다. 이 돌입 전류는 가능한한 낮아야 한다.

최근의 문헌에서 최대 돌입 전류(변압기의 과도 전류 자화)는 (2B_t + B_r - B_s)에 비례하며, 여기서 B_t 가 공칭 일 유도(자기 회로의 크기 조정으로 인한 결과)이고, B_r가 자기 회로(즉, 코어 구성의 구조에 따라 강자성 코어와 에어 갭이 국부되거나 분산된 조립체의)의 주요 히스테리시스 루프의 유도이고, B_s 는 코어의 포화 유도이다.

최대 돌입 전류를 낮추려면 다음이 필요하다:

- 높은 포화 자화 재료(FeSi 또는 FeCo, 이는 FeNi 및 나노 결정질 재료보다 바람직 함);

- 재료의 선택에 의해(나노 결정 합금의 평탄 히스테리시스 사이클의 예) 또는 요크의 구성 효과에 의해(충분한 자기장을 생성하는 분산 또는 국부화된 갭), 직접적으로 얻어 질 수 있는, 낮은 잔류 자기를 갖는 자기 회로(자성 코어로 간주되는 재료 만이 아님);

- 낮은 B_t 일 유도; 그러나 이것은 높은 전력 밀도, 변압기의 소형화 및 경량화와는 모순되므로, 다른 점(노이즈 포함)에서 유리한 코어의 구조적 특징으로 코어가 비교적 낮은B_t 에 대해 허용될 수 있는 벌크 및 중량을 유지하도록 하지 않는 한 만족스러운 해결책을 구성하지 않음;

- 높은 포화 재료를 사용하게 하는 자성 코어의 작은 단면;

- 권선의 큰 단면적.

간단히 말해, 돌입의 문제만 고려하면, 이상적인 자기 회로는 높은 포화 자화(FeSi, FeCo 경우) 및 감소된 유도에서 사용되는 낮은 잔류 자기(remanence)를 갖는 합금을 포함한다. 이것은 자기 회로의 최적화된 설계 및 치수 설정, 및 높은 포화 자화 Js를 갖는 이들 재료의 에어 갭 (들)의 적절한 교정을 포함한다. 전형적으로 2개의 C 형상 또는 E 형상 또는 E 형상 및 I 형상 서브 코어 사이의 1㎛ 정도의 에어 갭은 재료의 고유 잔류 자화에 거의 영향을 미치지 않을 것이고, 그 다음 FeNi50 입방체 조직 {100} <100>은 매우 높은 잔류 유도(Js = 1.6 T에 근접함, 일반적으로 1.4 내지 1.55 T임)를 유지한다. 에어 갭의 경우와 위에서 언급된 돌입 지수를 제공하는 공식에 따르면, 돌입 효과의 감쇠는 그다지 양호하지 않다. 잔류 자화를 감소시키기 위해, 절단 부분의 층들 사이 및 도 7의 실시예의 E(53) 및 I(57)과 같은 절단 부분들 사이에, 예를 들어 200 또는 600㎛ 또는 0.1mm(추가 재료의 층 또는 증착에 의해 교정됨)의 갭이 도입된다. B_r의 현저한 감소를 위해 요구되는 에어 갭의 값은 상이한 자기 피스들의 스택의 구성에 크게 의존하며, 이는 본원의 하기 실시예들의 상세한 설명 및참고 실시예에 관해서 얻을 수 있는 결과에서 알 수 있다. 이 경우, 잔류 유도 B_r은 수 %에서 수십 %까지 감소될 수 있다. 앙페르의 법칙에 따르면 훨씬 더 자화된 전류가 필요하므로 줄 효과를 통해 과열되고, 상당한 전력 소비 및 성능 저하을 유발할 수 있기 때문에, 에어 갭 ε의 폭을 반대로 확대하지는 않는다. 따라서 우리는 한 쪽으로는 낮은 돌입, 및 다른 쪽으로는 낮은 발열 및 전류 소비 사이에 양호한 절충안을 찾아야 한다. 당업자라면 이러한 요구 사항들 사이에서 적절한 균형을 찾는 방법을 계산 및 경험을 통해 알 수 있을 것이다.

그 자체가 높은 Js을 갖는 제2 재료(FeCo 또는 FeSi)를 추가하려는 선택 사항인 경우, 돌입을 더욱 감쇠하기 위해, 이 제2 재료가 정상 상태에서 거의 기능하지 않기를 원한다. 따라서, 그것의 에어 갭(들)을 갖는 제1 재료(입방체 FeNi)에 대해 정의된 자화 전류에 의해 심지어 아주 조금만 자화된다. 사실 높은 Js인 제2 재료는 변압기의 강한 전류 인출시 과도 조건에서 주로 작동한다. 변압기의 정상 상태에서도 자화가 큰 경우, 자화를 제한하도록 높은 자기 왜곡은 변압기에 심각한 노이즈를 일으킬 수 있다. 돌입을 더 감쇠시키기 위해서 높은 Js를 갖는 제2 재료(FeCo 또는 FeSi)를 추가하기를 원하는 선택적 경우에, 이 제2 재료가 정상 상태에서 거의 기능하지 않기를 원하므로 에어 갭(들)을 가지는 제1 재료(입방체 FeNi)에 대해 정의된 자화 전류에 의해 조금만 자화되고, 심지어 거의 자화되지 않는다. 사실상 높은 Js의 제2 재료는 주로 변압기의 강한 전류 인출 동안 과도 조건 하에서 기능하도록 제시된다. 변압기의 정상 상태에서 또한 크게 자화된다면, 높은 자기 왜곡은 변압기에 대해 심각한 노이즈를 초래한다. 자화를 제한하기 위하여, 특정 에어 갭 ε_2, 높은 Js인 이 제2 재료를 포함하는 스택을 도입할 가능성이 있고, 입방체 조직 FeNi를 포함하는 스택을 분리하는 에어 갭 ε₁의 값과 다를 수 있는 특정 에어 갭 ε₂의 값이 앙페르 법칙의 적용, 정상 상태에서의 변압기의 자화 전류 및 상기 제2 재료의 자기 특성으로부터 얻어진다. 예를 들어, 도 7의 실시예에서, E에서의 FeNi 플레이트의 스택과 I에서의 FeNi 플레이트의 스택 사이의 갭ε₁이 0.1 mm 인 경우, 고 재료 Js인 E의 스택과 고 재료 Js인 I의 스택 사이의 0.2 mm의 갭ε₂를 도입하는 것이 필수적일 것이다. 에어 갭ε₁ 및 ε₂을 교정하기에 바람직하게 사용되는 중간 층이 종이, 판지, 플라스틱, 강성 발포체, 복합재 등과 같은 매우 가벼운 중량의 비자성 절연 재료일 수 있다.

일반적으로, ε₁은 바람직하게는 2 내지 1500 ㎛ 일 수 있고, ε₂는 바람직하게는 2 내지 3000 ㎛ 일 수 있다.

이들 값은 특히 도 8의 E + E 구성으로 특히 전치될 수 있다.

항공기 변압기의 소형 및 저중량, 낮은 자기 손실, 낮은 음향에서 매우 낮은 음향 노이즈 및 낮은 돌입 전류 효과의 제약들을 결합하면, 이전에 설명한 각 제한 크기를 최적화하는 가장 흥미로운 솔루션을 식별하는 것이 여전히 중요하다. 표 2는 본 발명에 따른, 절단/스택형 자기 회로(E, I 또는 C 내)의 이 지점에 대해서의 반영을 요약한다:

표 2 : 절단-스택 회로용 단일재료 코어를 구성하는 데 사용되는 재료의 예상되는 특성

(등급 감소: 매우 양호 > 보다 양호 > 양호 > 평균 > 불량 > 매우 불량)

여기서 "변압기" 품질이라고 불리는 합금 Fe-50% Ni의 품질을 고려한다. 이는 종래 기술로부터 오랫동안 알려져 왔으며, 평균 진폭의 상이한 조직화 성분을 가지지만 임의의 중요한 입방체 조직 성분을 나타내지 않는 거친 입자의 최종 미세 구조를 갖는 금속학적 범위(수백 ㎛ 내지 수 ㎜)에 해당하고, 결과적으로 C 또는 E의 회로에서 낮은 자기 손실을 가지며 10-20 ppm 정도의 포화 상태에서 겉보기 자기 왜곡을 보인다. 이러한 합금에 대한 설명은 특히 참고문헌 "합금 48" (Engineering Alloys Digest, Inc. Upper Montclair, New Jersey (1975, 6)) 및 F.J.G. Landgraf저 "Effect of annealing on Magnetic Properties of Fe-47.5% Ni alloy" (J. Mater. Eng. (1989) Vol.11, No.1, pp.45-49)에서 특히 알 수 있다.

설명된 시험(표 3 및 표 4)에서 고려되는 구성 변형에서, 코어를 형성하는 중첩 플레이트는 "8" 형상으로 절단 될 수 있다. 이는 도 1에 도시된 것과 동일한 일반적인 형상의 코어를 제공하지만 에어 갭은 없기 때문에 본 발명에 따르지 않는다.

따라서 본 발명은 30 내지 80% Ni, 바람직하게는 40 내지 60% Ni, 및 10% 이하, 더 양호하게는 2% 이하인 Fe 및 Ni 외의 다른 원소를 함유하는 합금과 같이 입방체 조직 오스테나이트 FeNi 합금, 바람직하게는 높은 포화 자화를 갖는 코어의 주재료 또는 단독 재료로서의 용도에 기초한다. 본 발명자들은 실제로 놀랍게도 본 발명의 조건 하에서 그러한 재료를 사용하면 자기 왜곡 노이즈를 상당히 감소시키는 반면, 이들 재료의 실제 자기 왜곡 계수는 여전히 높게 유지된다는 것을 발견했다(예를 들어, λ₁₀₀ > 20ppm).

본 발명의 이러한 예시적인 구현은, 다음의 자기 회로에 대하여, 제1 및 가능한 제2 재료로 각각 제조된 스택들 및 상이한 자기 기준 재료에 대해 상이한 두께 ep1 및 ep2를 고려한 다음의 다수의 특정예에 의해 더 잘 설명될 것이다:

- "중단되지 않는 8" 절단, 그리고 이로써 에어 갭(본 발명에 따르지 않음), 또는 본 발명의 일 실시예에 따라, "8"을 형성하는 E들 사이에 1 μm 정도의 잔여 에어 갭(Res.) ε가 제공됨;

- 또는 2개의 E 스택 사이에 수 마이크론 또는 수십 마이크론 (또는 최대 1mm)의 교정된 에어 갭 ε을 제공하여 대면으로 배치 할 수 있음(도 1의 예).

여러 가지 재료가 사용되는 경우, 이 에어 갭 ε에 대해 두 개의 값이 표시될 수 있으며, 이는 다를 수 있으며, 연속적으로 제1 재료로 만들어진 스택의 레벨에서 E 또는 E + I를 분리하는 에어 갭 ε₁, 및 제 2 재료로 제조된 스택에서 E 또는 E + I를 분리하는 에어 갭 ε₂ 에 대응한다. 열 "Config."(구성)은 각 시험에 채택된 코어 형태를 지정한다.

결과는 다음과 같은 특성을 갖는 온보드 3상 변압기에 대해 제공된다.

- 기본 주파수 : 360Hz;

- 변압기 자화 1차 전류 : I1 = 115A;

- 변압기의 1차 전압 V1 및 2차 전압 V2 : V1 = V2 = 230V,

- 변압기에 의해 변형된 겉보기 전력 : 대략 P = 46 kVA.

회로의 기하학적 구조는 도 8의 예에서 고정된 파라미터 a, b 및 c에 의해 고정된다:

- a(8 또는 E의 각 수평 및 수직 브랜치의 폭) = 20mm;

- b(8 또는 E의 각 수평 브랜치 사이의 간격) = 50 mm;

- c (수평 브랜치와 이에 부착되는 수직 브랜치 사이의 공통 부분을 제외하고 8 또는 E의 각 수평 브랜치의 길이) = 60 mm.

수 μm에서, 바람직하게는 5 ~ 10 μm 인 절연 재료의 두께를 가져서 FeNi 스트립 또는 플레이트의 표면 중 적어도 한 면, 더 양호하게는 두면을 전기적으로 절연하는 것이 필수적이며, 다음의 결과를 가져온다:

- 플레이트의 절단 및 조직 어닐링 후에 광물 충전제 유무에 관계없이 바니시 또는 유기 수지의 침전물에 침착됨;

- 또는 조직 어닐링 후에 상기 플레이트 상에 산화 어닐링을 실시하여 상기 플레이트의 표면 상에 산화층을 형성함;

- 또는 계량된 분진 또는 액체 및 그 첨가제, 예를 들어 마그네슘의 우유 내의 산화물 입자(알루미나, 마그네시아, 석회 등)의 현탁액의 침착(물 + 접착제 + MgO의 미세 분말 입자로 직경이 수 μm 임);

- 또는 전기 절연을 생성할 수 있고 높은 어닐링 온도(일반적으로 900-1000 °C)에 견딜 수 있는 층의 FeNi 합금 스트립 상에 증착, 예컨대 이미 조립된 변압기 코어의 고온 어닐링 후에 약간 점착성이 있는 MgO를 형성하는 Mg 메톡사이드와 같은 특정 유기 금속 화합물의 증착, 플레이트들 교정된 에어 갭을 보장하는 플레이트들 사이에 고정되어 남아있는 입자들의 증착; 표 2의 실시예에서 플레이트의 양면을 2㎛ Mg 메톡사이드로 코팅하였음.

전술한 바와 같이, 절연체는 이들 스택을 구성하는 연속적인 플레이트 사이의 적층에 비자성 절연 플레이트를 개재시킴으로써 또한 확보될 수 있다.

이 절연은 동일한 방식으로 두 번째 스택의 높은 Js 재료 플레이트에서도 실행된다.

일 유도를 낮추어 노이즈 및 돌입 효과를 감소시키면, 230V의 동일한 유도 전압 V2를 유지하기 위해 자기 섹션(및 자기 회로 중량)이 증가되어야 하며 따라서 변환된 전력 P를 보장 할 수 있다는 것은 당업자에게 공지되어 있다. 이 저 노이즈 변압기의 사양은 항공기에서 변압기의 위치에 따라 돌입 지수 In가 0.8 미만이고 노이즈가 제한치보다 작거나 같으며 55 내지 80 dB 일 수 있다.

참고예에서, 제1 재료는 FeSi 또는 FeCo이고, 제2 재료는 첨가되지 않는다.

시험 결과를 표3에 나타내었다. 저술한 사양을 만족하는 결과에는 밑줄이 있다.

본 발명은 다음과 같은 특성을 갖는 고성능 변압기를 얻는 것을 목적으로 한다.

이들은 가능한 최대 중량 밀도 전력을 가지며, 전형적으로 3kVA/kg 이상, 바람직하게는 4kVA/kg 초과, 또는 400Hz에서 5kVA/kg 초과이다. 고려되는 중량은 자성 코어의 무게 뿐이다.

변압기의 자기 왜곡 기원의 노이즈는 사양에 따라 55내지 80 dB 사이의 제한 이하이다. 본 발명에 따른 일부예는 실제로 55 dB 미만의 노이즈를 가지며, 따라서 대응하는 변압기는 조종실에 배치될 수 있다.

최대 돌입 지수는 0.8이다.

이러한 특성은 최대 16kg의 코어 중량으로 얻어진다.

아래의 시험에서, 코어를 형성하기 위해 얇은 두께(일반적으로 0.2 mm)의 FeNi 합금의 스트립 또는 플레이트와 그로부터 파생된 절단 요소를 사용할 필요가 있으며, 이는 자성 코어로부터 유래하는 정현 유도파에서 낮은 자기 손실을 특징으로 한다: 1T의 최대 유도를 위해 400 Hz에서 20 W/kg 미만, 바람직하게는 15 W/kg 미만, 보다 바람직하게는 10 W/kg 미만임.

FeNi 합금은 30 내지 80 %, 바람직하게는 40 내지 60 % Ni, 및 10 % 이하, 바람직하게는 2 % 이하로 Cr, Si, Al, Zr, Mo, W, V, Nb, Cu, Mn 및 제조시의 각종 불순물 등의 합금 원소를 포함해야 한다.

FeNi 플레이트는 급격한 {100} <001> 입방체 조직 성분(체적 또는 표면에 의해 입자의 80% 초과)을 갖는다. 입자는 그것의 방향 이탈이 이상적 배향에 대해 최대 20°, 바람직하게는 최대 10°, 더 양호하게는 최대 5° 일 때 입방체로 고려된다.

참고 실시예 또는 본 발명에 따른 실시예에 첨가된 제2 재료로서 사용된 FeCo(FeCo27 또는 FeCo50V2) 및 FeSi 3% Si 플레이트는 임의의 조직일 수 있는데, 이들은 높은 포화 자화(Js) 및 가능한 경우, 그들의 자기 왜곡을 제한하는 낮은 일 유도 B_t 를 위해서만 사용되기 때문이다. 현재의 경우, 실시예 1의 FeCo27은 소위 고스라는 43 %의 성분의 조직 {110} <001>, 랜덤 조직 성분의 38 %, 각각에 대해 몇 % 정도 다른 부 성분에 따른 조직을 포함하는 나머지를 가지며, 각각 실시예 12B의 FeCo27은 10 %의 고스 조직 성분과 나머지에 대해서는 랜덤 조직을 가지며, 다양한 실시예 2 내지 6의 FeCo49V2는 14.5 %의 성분 {001} <100>, 14 %의 성분 {112} <100>, 13.5 %의 성분 {111} <100>, 26 %의 성분 {111} <112> 및 32 %의 랜덤 조직 성분을 포함한다. FeSi3는 일부에 대해서는 비-배향성 (non-oriented, N.O.)으로 완전히 랜덤인 입자를 가지는 구조 (실시예 7 내지 10) 및 다른 부분에 대해서는 이전에 제시된 대로 결정립 입자 배향성(grain oriented, G.O.) 구조, 즉 고스 조직 {110} <100> (실시예 11-12)을 가진다.

코어를 형성하는 플레이트는 E, I 또는 C 형태 또는 측면이 직선형이고 서로 수직 또는 평행한 형태인 임의의 다른 형상안 요소들로 절단된다. 플레이트의 측면은 DL 스트립의 압연 방향 또는 압연 방향 DL에 수직인 방향 DT에 실질적으로 수직 또는 평행하다. 이상적인 "입방체" 방향의 결정학적 평면(100)은 압연 평면(E 스택(53)의 평면임)에 완전히 평행한 것으로 도 7에 도시되어 있지만, 두 평면 사이에 20°의 방향 이탈 ω을 수용할 수 있어서, 놀라운 효과가 상당하다. 바람직하게는, 이러한 방향 이탈은 10° 이하, 보다 바람직하게는 5° 이하이다. 유사하게 축 [001] 또는 [010]과 각각의 DL 또는 DT 사이에서 20°까지의 방향 이탈 α을 수용할 수 있으므로 놀랄만한 효과가 상당하다. 바람직하게는, 이러한 방향 이탈 α은 10° 이하이고, 보다 바람직하게는 5° 이하이다.

측정이 연장된 직사각형 샘플(엡스타인(Epstein) 타입 프레임 또는 전형적으로 100 x 10 mm²인 플레이트)에서 수행 될 때, λ_s ^1.2T 로 표시되는 1.2 T의 최대 유도에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5ppm 미만, 바람직하게는 3ppm 미만, 바람직하게는 1ppm 미만이고, 필드는 샘플의 "긴" 방향에 인가되며(즉, 샘플로 형성된 직선형의 긴 측면의 방향) 및 이 방향은 압연 방향 DL에 평행하다.

또한, λ_s ^1.2로 표시되는 1.2 T의 최대 유도에 대한 겉보기 자기 왜곡은 측정이 연장된 장방형 샘플(엡스타인 프레임 유형 또는 전형적으로 100 x 10 mm²인 플레이트)에서 수행 될 때 5ppm 미만, 바람직하게는 3ppm 미만, 바람직하게는 1ppm 미만이고, 필드는 샘플의 "긴" 방향에 인가되며, 이 방향은 적층 평면에 위치되고 압연 방향 DL에 수직인 바향인 횡 방향 DT에 평행하다.

최종적으로, λ_s ^1.2T 로 표시되는 1.2T의 최대 유도에 대한 겉보기 자기 왜곡은 측정이 연장된 장방형 샘플(엡스타인 프레임 유형 또는 전형적으로 100 x 10 mm²인 플레이트)에서 수행 될 때 10ppm 미만, 바람직하게는 8ppm 미만, 바람직하게는 6ppm 미만이고, 필드는 샘플의 "긴" 방향에 인가되며, 이 방향은 DL과 DT와 동일한 평면에 놓이고, 횡 방향 DT 및 압연 방향 DL의 45°에서 중간 방향에 평행하다.

체적 또는 표면으로 계산되는 입자의 80% 이상이 이상정 배향 {100} <001>에 대하여 20°의 결정학적 배향의 분포의 최대 평균 방향 이탈 ω을 갖는 "입방체" 배향 {100} <100>과 동일하다. ω가 DL, DT 또는 DN에 대해 각각 측정되는 입방체 조직 구성의 3개 방향 이탈에 대해 더욱 정확하다는 점을 이해해야 한다.

자기 회로의 자기 잔류 B_r 은 절단된 부분들 사이에 분포된 다양한 에어 갭을 통해 다소간 낮은 값으로 조정될 수 있다: 잔류 에어 갭, 즉 코어 요소의 에지에서 에지로의 절단 및 설정으로만 인한 것(이 경우 1 또는 수μm 정도), 또는 바람직하게는E + I, E + E, C + C, C + I ...에서 조립된 요소들의 에지 사이 보다는 적층된 요소들, 즉 압연 면들 사이(DN 방향으로) (예를 들어, 심(shim)에 의해) 제어된 갭. 자성 부분의 구성의 특정 실시예(교대로, 전체적으로, 부분적으로 적층 또는 전혀 적층되지 않음) 및 에어 갭 값은 본문에 아래에 제시되어 있다.

문제가되는 여러 에어 갭의 명칭에 관해서는 다음과 같이 명기할 필요가 있다.

E, I 또는 C 요소로 구성된 변압기 코어의 자연 대칭 축은 다음과 같다:

- E 또는 C의 레그에 평행한 X 축, 압연 방향 DL에 대응함;

- E 또는 C 배면에 평행하고 I의 주 방향에 직각을 이루며 DL에 수직인 방향 DT에 대응하는 Y 축;

- E, I 또는 C로 절단된 플레이트들의 평면에 수직인 Z 축, X 축 및 Y 축과 직교하는 참조를 정의함.

"변압기 코어 평면"은 X 축과 Y 축을 포함하는 평면으로 정의된다.

위의 추론에서, DT와 DL은 각각 X와 Y에 일치시킴으로써 매우 잘 교환될 수 있음을 이해해야 하며, 도시된 보드 1에는 이 추론의 각각에 해당하는 두 개의 마크가 표시되어 있다.

에어 갭 존은 각각 E, I, C ...의 일부를 한정하는 대면 표면을 기준으로 한 체적이다. 이 에어 갭의 두께는 엄밀하게 "에어 갭", 즉2 개의 반대되는 표면을 분리하는 거리이기 때문에 매우 얇다.

에어 갭(들) ε은 변압기의 E, I 또는 C로 절단한 자성 부분의 (단부에서의) 단부 단면인 기준 표면 X-Z 또는 Y-Z에 기초하여 정의된다. 따라서 갭 ε은 두 부분의 단부를 마주하는 두 표면 사이의 Y 또는 X 축에 따르는, 평균 간격을 측정한 것이다. 이러한 에어 갭 ε은 위에서 언급한 것처럼 코어에 두 개의 다른 재료를 사용하는 경우(필수는 아님)에 두 가지 다른 값 ε₁과 ε₂를 취할 수 있다. 전형적으로, 이들 에어 갭 ε은 "잔여" 두께 (수 ㎛)에서 수십 내지 수백 ㎛ 정도, 심지의 mm 단위의 심 또는 비자성 플레이트의 삽입에 의해 제어되는 두께까지의 범위이다.

에어 갭(들) δ는 변압기의 E, I 또는 C로 절단한 자성 부분의 주 표면인 베이스 표면 X-Y를 사용하여 정의되며, 따라서 에어 갭 δ는 스택 내의 또는 두 스택 사이의, 즉 Z 방향으로 두 개의 대면 표면 사이의 평균 간격의 측정이다. 따라서, 이러한 에어 갭 δ는 예를 들어 E, I, C로 절단된 피스들 사이 또는 절단된 피스들의 스택 사이에 비자성 평면 재료의 개재에 의해 생성된다. 이러한 부분 또는 부분의 스택은 헤드-테일 식으로 정렬되거나 배치되지 않을 수 있다. 에어 갭 δ는 동일 형상, 치수 및 배향의 동일한 절단 부분의 동일한 스택의 2개의 절단 부분 사이의 값δ₁ 및 형상 및 상이한 배향 및/또는 형상의 절단 부분의 중첩된 스택 사이의 값δ₂를 취할 수 있다. 우리는 잔류 유도 Br을 줄이기 위해 δ₁과δ₂ 사이의 가능한 차이를 알 수 있다. δ의 값은 전형적으로 ε의 값과 동일한 정도의 크기이다.

에어 갭 ε, δ1 및 δ2는 그림 10에 표시되어 있다.

코어의 자기 왜곡을 갖는 주 재료에 있는지 또는 높은 Js를 갖는 선택 재료에 있는지에 따라 에어 갭 δ의 값을 변조하는 것도 흥미로울 것이다.

다음 실시예 1 내지 5 및 7 내지 9, 및 실시예 13, 17, 20, 23, 27은 전체적으로 하나의 8자형 부분으로 절단된 플레이트로 제조된다. 이 경우, 8자형 부분을 서로 적층할 수 있는 가능성은 하나뿐 이다. 원하는 개수의 8 자형 부분이 달성되면 자기 회로에 대해 수행 할 수 있는 유일한 수정은 모든 8자형 부분 또는 그들 주 일부 사이에 이전에 설명한 에어 갭 δ 유형의 실질적인 에어 갭을 (심, 비자성 스페이서 등을 사용하여) 도입하느냐 여부이다.

이하의 표 3에 이것을 나타내지는 않았지만, 발명자는 8자형 부분의 전부 또는 일부 사이에 갭을 추가하려고 시도했다: 상기 예들의 결과는 전혀 변하지 않았다. 표 3에 기록된 결과에 강조되어 있는ε 유형 에어 갭이 없지만 하나의 8 형상 부품으로 절단된 부분의 50 % 이상을 가지는, 8형상 부분의 해결책에 대한 무관심은 8형상 부분 사이에 δ 유형 에어 갭 스페이서가 사용되었던 것과 같은 동일한 실시예와 최대한 동일하게 된다. 에어 갭은 본 발명에 따른 8의 일반적인 형태의 자성 코어 상에 유효하며, 여기서 8을 E에서 두 블록으로 나눈다면, 하나의 E 블록과 하나의 I 블록으로 분할하고, 두 개의 E 블록은 각각 중첩된 C의 두 블록, 또는 서로 마주보는 식으로 형성된다.

두 개의 인접한 C에 의해 형성된 E 또는 E + I 또는 E의 절단된 부분을 사용하는 아래의 실시예(표 3, 4 및 5)의 일부 경우에(실시예 6, 10-12B, 14-16, 18, 18bis, 18ter, 19, 21), "직렬" 이라는 구성 1에 중첩된다: 여기서, E, I 또는 C는 항상 E, I 또는 C에 중첩되며, 두 부분 사이에 적어도 잔여인 갭ε 을 가지며 대면 배치되는, E 또는 I 또는 C 스택으로 형성된 자기 서브 회로를 제공함; 이것은 도 7 및 도 8에 도시 된 경우에 대응함; 이들 스택 사이에 갭의 폭을 정의하는, 표 3에 표기된 두께의 심은 서로 마주하는 E, I 또는 C의 스택 사이에 삽입될 수 있고, 아래의 실시예에서 그러한 심은 E, I 또는 C의 각 스택 내부에 삽입되어 있지 않고, 이러한 스택 내부의 플레이트 사이의 갭이 잔류함(일반적으로 수 ㎛). 표 3의 모든 실시예는 이러한 "직렬" 구성을 보여준다.

표 4 및 표 5의 일부 실시예에서, 소위 "평행" 구성 2 (표 4 및 표 5에 기재 됨)가 사용된다: 이 경우, E 또는 I 또는 C 등의 플레이트가 적층되지만 반드시 스택의 이전 플레이트와 동일한 위치에 필수적으로 놓이지는 않는다: 따라서 도 3을 참조하여 본 의미를 갖는 "헤드-테일"인 적어도 하나의 교대를 충족하게 된다. 표 3의 실시예의 경우에서, 두 개의 연속적인 레벨의 스택에 속하는 E와 I의 브랜치들 사이에는 에어 갭이 설정되지 않았다: 대응하는 에어 갭은 잔여로 남아있다.

표 3, 표 4 및 표 5에서, 46 kVA 정도의 3상 전원 변압기의 경우에 본 발명의 구현을 위해 적어도 허용 가능한 것으로 고려되는 코어의 노이즈, 돌입 지수 및 코어의 총 중량의 값에 밑줄이 그어져 있다. 따라서, 본 발명에 따라 주어진 예는 이러한 세 가지 사항에서 받아 들여져야 하는데, 80dB 미만의 노이즈이 이 카테고리에 속하는 것으로 간주되기 때문이며, 특히 온보드 변압기에 적용되는 55dB의 바람직한 최대치가 조종석 자체에 설치하기에 적합하다. 수용할 수 있으려면, 돌입 지수는 0.8 미만이어야 하며, 총 중량은 17kg 이하여야 한다.

표 3 : 다양한 코어 설계의 시험 결과

(NB : B_r 유도는 포화시 주요 히스테리시스 사이클에서 측정됨)

이제는 E + I 또는 C 구성이 본 발명의 이점을 제공하는데 동등하게 적합하다는 것을 알 수 있을 것이다. E + E 타입 ε 에어 갭에서 위의 실시예 18로부터 시작하여, 우리는 표 4에서 또한 3상 변압기 유형(섹션 보전)의 E + I 구성(도 4의 유형)과 E = 2C 를 가진 2 x E 연속형(도 6의 유형) 단상 변압기(중앙 다리의 권선)를 비교한다. 이러한 실시예는 높은 Js 재료 2는 포함되지 않지만 낮은 자기 왜곡의 재료 1만 포함된다.

3상 실시예 18 (E + E)의 경우, 회로의 기하학은 도 1의 실시예와 같이 다음의 파라미터 a, b 및 c로 고정된다: a(E의 브랜치 폭과 E의 배면) = 20 mm, b(E의 브랜치들 사이 간격) = 50mm, c(E 브랜치의 길이) = 60mm.

3 상 실시예 18bis (E + I)의 경우, 회로의 구조는 도 4의 실시예에서와 같이 다음의 파라미터 a, b 및 c로 고정된다: a(E 또는 I의 브랜치 너비 또는 E의 배면) = 20 mm, b(E의 브랜치 간격) = 50 mm, c(E의 브랜치 길이) = 120 mm.

단상 실시예 18ter (E = 2C + E = 2C)의 경우, 회로의 형상은 도 6의 실시예와 같이 다음의 파라미터 a, b 및 c로 고정된다: 다음으로 이루어지는 a(C의 브랜치 폭) = 20mm: 2 Х 20 = 40mm의 E = 2C인 중앙 레그, b(C의 브랜치들 사이의 간격) = 50mm, c (C의 브랜치 길이) = 60mm.

3 상 실시예 18quater (교대 E + I)의 경우, 18bis와 동일한 재료가 사용되지만, 각 층과 교대하는 E + I 스택의 구성이며, E와 I 사이 뿐 아니라 E+ I의 각 층 사이의 잔류 에어 갭을 가진다. 따라서 병렬 (//) 구성이다.

표 4 : 실시예 18의 결과와 실시예 18에서 유도된 구성 사이의 비교

CUB = "입방" 조직 {100} <100>; ε = 교정된 에어 갭; P-tri: 겉보기 전력 3상 (V.A)

실시예 18a 및 18b는 실시예 18의 성능과 상당히 유사하며, 본 발명에 따른 후자와 동일한 성능을 갖는 것을 알 수 있다. 실시예 18ter는 더 무거운 코어로 연결되지만 수용 가능하다.

실시예 18quater의 경우, 0.8 T의 주요 히스테리시스 사이클의 잔류 유도 B_r 가 그 구성에서 발생하고, 돌입을 허용 한계(0.8)로 줄이려면 유도 B_r 를 공칭 모드에서 0.8 T로 줄여야 하고 또한 2차 전압을 전달하고 겉보기 전력을 변형시키도록 재료의 섹션을 증가시켰다. 이는 방출되는 소음이 허용 한계치보다 낮은 반면, 자성 코어의 중량이 16.5 kg까지 증가할 수 있으며 이는 여전히 수용 가능하다. 따라서 B_r 의 값이 상당히 높고 허용되는 몇 kg의 증가로도 낮은 방출 노이즈와 허용되는 돌입 전류 지수로 본 발명의 이점을 가능하게 할 수 있음을 알 수 있다. 그러나, 흥미로운 것은 무게를 최소화하기 위해 자성 코어의 B_r을 줄이려 한다는 것이다: 아래 실시예는 이를 달성하는 다양한 방법을 보여준다.

도 9는 표 3의 다양한 예가 제시되는 다이아그램을 도시한다. 횡좌표에는 변압기에서 나오는 노이즈가 있고 세로축에는 돌입 지수가 있다. 점선은 본 발명이 목표로 하는 목적(바람직하고 선호되는 노이즈)에 대응하는 노이즈 및 돌입 영역을 한정한다. 해당 코어의 중량도 기재록되었으며 재료는 다양한 방법으로 식별된다.

결과를 분석하면 다음과 같은 결론에 도달 할 수 있다.

온보드 변압기에 사용되는 일반적인 비-조직 또는 조직 합금, 즉 27% Co 또는 50% Co 및 2% V 또는 N.O. 또는 G.O. Fe-3% Si 전기 강철을 갖는 FeCo 합금의 독점적 사용으로, 자기 회로의 중량이 적은 반면(실시예 1 내지 3), 일 유도가 높으면 매우 큰 노이즈를 유발한다(일반적으로 1T보다 큰 제 1 재료의 B_t). 그러나, 돌입 지수 0.8 이하의 사양을 준수하지 않으면 돌입 효과가 약해지고(1.3) 오직 1 T의 일 유도를 갖는다(실시예 4). 실시예 1 내지 3의 노이즈 레벨(100 내지 117 dB)은 기술적 장비의 도움 없이는(즉, 조종석 장비인 마이크로폰 및 헤드셋) 사람 간의 의사 소통을 요구하는 온보드 사용으로는 안되는 것이다. 기술적 장비(즉, 현재의 조종석을 갖춘 마이크 및 헤드셋)의 도움없이 사람들끼리 말로 의사 소통이 필요한 모든 선내 사용에는 실시예 1 내지 3(100 내지 117dB)에 도달 한 소음 수준이 매우 높다. 실시예 4의 소음 수준은 작지만(82dB), 온보드 사용을 위해 수용 가능한 임계 값 인 80dB 이상을 유지한다.

낮은 자기 왜곡 수준을 달성하기 위해, 이 구성의 경우 및 이러한 재료 선택을 위해 일 유도를 추가로 줄이는 것만 남게 된다. 이것은 일 유도를 0.3 T로 낮추면 허용 가능한 노이즈 레벨이 얻어지지만(최적으로 요구되는 55dB 대 65dB), 자기 회로 중량은 3배 이상(42kg)이 되는 실시예 5에 나와 있고, 이는 또한 항공기에서 금지되어 있다. 따라서, 이 해결책은 만족스럽지 않다.

모든 참조 실시예 1 내지 5는 에어 갭 없이 8로 절단된 중첩된 플레이트를 갖는 회로 구성을 사용한다. 기준 실시예 6의 200 ㎛의 교정된 에어 갭을 갖는 도 1에 따른 이중 E로 절단된 구조로의 전이는 실시예 4에 비해 돌입 효과를 더 감소시키는 것을 가능하게 하지만, 노이즈는 다소 저하된다. 이 변경만으로는 FeCo 합금 자기 회로가 "저 노이즈 변압기"로 더 적합하지 않는다.

반면에, 비 배향성 Fe-3% Si 전기 강철(N.O., 즉, 최종 두께에 도달하는데 필요한 압연 및 어닐링으로부터 제어되지 않는 방식으로 생성된 것 이외의 뚜렷한 조직이 없음)을 사용하면 FeCo27 합금을 사용하는 실시예와 매우 유사한 결과를 제공한다. 참고 실시예 7, 8 및 9는 에어 갭이 없는 8 형상 섹션으로, 일 유도 B_t의 점진적 감소에 의해 자기 회로가 매우 낮은 돌입 효과(< 0) 및 최적 제한(58 dB)에서 방출되는 비교적 낮은 노이트를 갖는B_t = 0.3 T (42 kg)에 대한 매우 높은 중량에서(실시예 9) 강한 돌입 효과(지수 > 2)를 갖는 노이즈(96 dB) 및 낮은 중량(실시예 7: 8.4 kg)을 달성한다는 것을 보여준다. 낮은 노이즈 및 돌입을 획득하기 위해 저B_t 유도에서 작업될 필요가 부과되는 높은 노이즈로 인하든 높은 중량으로 인하든 이러한 실시예들이 "낮은 노이즈 온보드 변압기" 적용에 대해 만족스러울 수는 없다.

실시예 8과 10의 비교는 이중 절단 E의 효과를 도시한다. FeCo를 사용하는 예처럼, 이 절단 모드는 돌입 효과를 향상시키지만 방출되는 노이즈를 저하시킨다. 이것은 N.O. FeSi3의 온보드 변압기의 저 노이즈 자기 회로에의 적용이 불가능하다는 결론을 바꾸지는 않는다.

참조 실시예 11과 12는 평균 유도가 1과 1.5T 인 경우 교정된 에어 갭이 50μm 인 이중-E 구조에서 3% Si와 입자 배향인(G.O. FeSi 3) 전기 강철을 사용하여 낮은 온보드 중량(8-12 kg)을 유지하는 것을 기재한다. 그러나 고스 {110} <100>라고 불리는 그런 유형의 조직을 사용하면 방출되는 소음이 약간만 향상된다: 단 8 dB의 노이즈만 감소되는 실시예 10(N.O.)과 12(G.O.)의 비교를 참조하라. 이는 감소된 무게와 낮은 방출 노이즈를 달성하지 못한다. 따라서 구조물이 에어 갭을 포함한다고 할지라도 절단된 자기 회로에 의해 방출되는 노이즈를 현저하게 줄이기 위해 임의의 조직화 재료가 그 자체로 반드시 필수적이지 않음을 알 수 있다.

실시예 12 및 12B는 50㎛의 동일한 교정된 에어 갭에 의해 분리되어 서로 마주하는 2개의 스택의 E-절단 부분으로 이루어진 동일한 자성 코어 구성을 갖는다. 이 두 가지 실시예는 둘 다 단일 재료이기 때문에 두 가지 다른 재료의 사용을 비교할 수 있다. 실시예 12에서, DL에 따른 매우 낮은 자기 왜곡 및 그 DT에 따른 자기 왜곡에 대해 알려진 G. O. (입자 배향성) FeSi 3% 재료가 사용된다: 그것은 변압기가 자속의 2개의 직교 주 방향이 E, C 또는 I인 피스들의 평면일 때, 자기 왜곡 변형은 높을 것이고 유도 수준을 감소시킴으로써 감소될 수 있다. 이는 B_t = 1.1 T (Js의 55 %)의 값으로 실시예 12에서 행해지는 반면, 낮은 잔류 값 B_t은 에어 갭B_t = 0.1T에 의해 제공된다. 1.1 T의 감소된 일 유도 수준에서도, 노이즈는 여전히 상당히 강하다(82 dB). 그러나, 그럼에도 불구하고 실시예 11에 비해 9 dB만큼 현저하게 감소된다. 반면에, B_r의 낮은 값 및 Js의 높은 값은 낮은 돌입 계수를 허용하고, 변압기의 사양과 호환될 수 있다. 변환된 전력을 유지하기 위해 동일한 비율로 코어의 섹션의 증가에 의해 보상되어야 하는 일 유도B_t의 과감한 감소 때문에 적용시 11.5kg의 결과 중량이 허용된다. 그러나 노이즈는 너무 높다(27 dB은 바람직한 상한과 비교하여가 너무 높고 2 dB은 수용 가능한 상한보다 너무 높음). 따라서, 이 실시예는 자기 왜곡 노이즈에 대한 적어도 요구되는 변형예에서도 사양을 준수하지 않는다.

실시예 12B는 가장 높은 포화 자화(2.38 T)를 갖는 자성 합금으로 알려진 27% Fe-Co 합금으로 G.O. FeSi3 %를 대체하고, 자기적으로 연성인 FeCo 합금은 그 동안 전기 기계의 중량을 줄이기 위해 온보드 전기 공학에서 사용되는 합금이다. 실시예 12B를 시험함으로써, 실시예 12의 GO3 %Si 솔루션과 비교하여 돌입 및 소음에 대한 결과를 관찰하기 위해 온보드 중량을 현저하게 감소시키려고 논리적으로 시도한다. 일 유도를 2 T로 하고 에어 갭 심 및 직렬 배치를 사용하여 낮은 잔류 유도(0.2 T)를 유지함으로써, 자성 코어의 중량을 8 kg으로 현저히 감소시킬 수 있으며, 이것은 모든 시험 및 반대 시험의 가장 적은 중량이다. 반면, 노이즈 자기 왜곡은 상당히 증가하며 100 dB 초과를 통과한다. 종래의 FeCo 합금은 실제로 강한 자기 왜곡 계수 λ₁₀₀ 및 λ₁₁₁과 강력한 겉보기 자기 왜곡 계수로 알려져 있다. 돌입 계수는 또한 변압기에서 너무 높은 값으로 크게 증가하고, 이는 일 유도B_t가 포화 자화에 매우 근접한 결과이다(돌입의 공식에 따름).

따라서, 높은 B_t 일 유도 값, 그리고 교정된 에어 갭을 가지는 높은 고 포화 자화 재료의 사용은 원하는 돌입 전류 및 노이즈 수준에 도달 할 수 없다는 것을 이 두 실시예 12 및 12B에서 알 수 있다. B_t 의 강한 감소는 가능하지만, 온보드 중량의 상당한 증가로 비용 면에서 용납할 수 없다. 따라서, 이들 실시예 12 및 12B는 항공기 변압기에 대한 노출된 문제를 해결하지 못한다.

실시예 13 내지 18은 본 발명의 요소 중 하나, 즉 통상적으로 50 중량 %의 Ni, 높은 포화 및 입방체 조직 {100} <100>의 오스테나이트 Fe-Ni 합금의 사용의 장점을 평가하는 것이 가능하다. 이 실시예에서, 즉 연속적인 높은 Js 재료 구조 없이 자기 회로를 달성하기 위해 단독으로 사용된다.

고려되는 재료(Fe-50 % Ni)가 이들의 경우에 뚜렷한 조직을 갖지 않기 때문에, 실시예 13(8 형상 코어) 및 14(이중 E 코어)는 본 발명에 따른 실시예가 아니다. 사실, 1.1 T의 평균 일 유도 B_t 및 12 kg의 자기 요크 중량에 대하여, 방출된 노이즈는 최적의 최대값(55 dB)에서 멀리 떨어져 있고 최대 허용치(80 dB)와 항상 일치하지 않는 비교적 높은(75 및 82 dB) 상태로 유지되는 것으로 나타났다. 노이즈 레벨이 75dB인 실시예 13은 조종석 외부에 배치된 변압기에 대해 음향 적으로 수용 가능하지만 돌입 지수는 너무 높다(1.7). 실시예 14의 경우와 반대이다: 돌입 지수는 양호하지만(0.655) 노이즈는 너무 높다(82 dB). 따라서 그러한 재료와 모든 측면에서 사양과 일치하는 변압기 자기 회로를 제조하는 것을 예상할 수 없다.

실시예 14B는 실시예 14의 구성과 유사한 구성이지만, 비 조직형 Fe-50% Ni의 보다 높은 중량을 필요로 하며, 더 낮은 B_t 일 유도로 사용된다. 이러한 변형은 과도하게 무거워지기 시작하는 코어를 야기하며, 질량 단위에 의한 전력의 현저한 감소와 함께 진행된다. 따라서 특정 시험 조건 하에서 노이즈 및 돌입 성능이 양호함에도 불구하고, 제기된 문제에 대한 만족스러운 해결책이 아니다.

본 발명에 따른 실시예 15, 16 및 18은 Fe50% Ni 합금 조직 {100} <100>로 제조된다. 동일한 일 유도 B_t 에서 이러한 조직을 도입하면 방출되는 노이즈를 크게 줄일 수 있다는 점은 놀라운 사실이다. 조직의 평균 방향 이탈 ω가 15 ° 일 때, 노이즈는 이미 62 dB로 상당히 내려 갔고, 따라서, 일부 용도에서는 허용 가능 해지고, 3배 낮은 방향 이탈에 대해서 방출되는 노이즈는 55 dB의 최적 상한보다 현저히 더 작거나 동일하게 된다. 본 발명에 따르면, 조직의 이러한 평균 방향 이탈 ω는 20 °까지 허용 가능하다.

또한, 에어 갭 ε없이 8을 절단하는 동안(실시예 17) 돌입 효과를 과도하게 저하시키는 반면, 실시예 15 및 16에서는 돌입 효과가 절단 E에 의해 허용 수준 (지수 < 0.8)으로 감소 될 수 있다. 이 마지막 실시예는 낮은 방향 이탈(7°) 및 입방체 조직인 FeNi50의 사용에도 불구하고 자기 회로의 과도한 자성 잔류 B_r 때문에 프로파일된 변압기 피스의 절단 평면에 에어 갭의 완전한 부재로 돌입 효과의 충분한 감쇠를 획득할 수 없다.

실시예 16은 E 사이에 오직 잔류 에어 갭 ε을 가지지만, 본 발명의 요건에 따른 특성을 갖는다는 것을 알 수 있다.

우리가 잔류 에어 갭 ε 이상으로 바람직한 이중 절단 E를 유지하기 위해 이 결과를 이용하고 돌입 지수를 더 낮추기 위해 일 유도를 조금 더 제한하면, 조직화 Fe50% Ni 단일 합금 해결책을 얻을 수 있고, 이 해결책은 자기 회로의 노이즈, 돌입 및 중량 감소 면에서 만족스럽다(실시예 18에서 13.1 kg). 따라서, 놀랍게도 충분히 급격한 입방체 조직인 30-80% Ni, 최적으로 40-60% Ni를 갖는 FeNi 합금은 중요한 자기 왜곡 λ₁₀₀ 및 λ₁₁₁의 중요한 계수를 갖지만, 마그네틱 회로가 E 또는 8 형상 플레이트를 절단하고 겹쳐서 제조되는 변압기에 의해 방출되는 노이즈를 상당히 감소시킬 수 있다. 또한 적어도 잔류 에어 갭이 없는 8 형상 회로는 E, I, C 회로와 달리 돌입 효과의 충분한 감쇠를 허용하지 않는다는 것을 알 수 있다. 따라서, 이들은 본 발명의 범주에서 배제된다.

본 발명자는 구성하는 재료가 입방체 조직 {100} <100>으로 인한 높은 잔류 유도를 가진다 할지라도 에어 갭이 자기 회로의 잔류 유도를 어떻게 감소시키는지를 구체화하기를 원했다.

본 발명자들은 이후에 본 발명에 따른 (표 5의 헤드에서 특성이 반복되는) 표 4의 실시예 18bis로부터 유도된 구체적인 실시예를 표 5에 나타내었는데, 이는 입방체 FeNi50 ω = 7°, E + I에 배치된 플레이트를 사용하며 Js 재료는 포함되지 않는다. 이 새로운 실시예는 이전에 여러 변형으로 제시된 두 가지 유형의 "직렬" 및 "//" 구성을 기반으로 하며, 스택의 각 수준에서 항상 하나의 E + 하나의 I를 사용한다. 서로 마주하는 E와 I 사이의 에어 갭 ε(즉, E 브랜치의 세로축을 따름), 동일한 스택의 2개의 연속하는 E 또는 2 개의 I 사이의 δ₁, 및 E + I의 2개의 연속적인 스택 사이의 δ₂ 가 특정된다. 잔류가 아닌 경우 ε, δ₁ 또는 δ₂ 두께의 심을 사용하여 얻는다.

모든 시험에서 Js는 코어를 구성하는데 사용되는 유일한 재료이므로 1.6T이다. 전력은 46 kVA 정도이다.

도 10은 실시예 14 내지 17의 혼합된 구성의 실시예를 도시한다. 이러한 혼합된 구성에서, 스택들을 포함하는 플레이트가 각각 직렬로 배열되지만, 2개의 연속적인 스택이 병렬, 달리 말하면 거꾸로이다. "Res."는 해당 갭 ε 또는 δ₁이 잔여임을 의미한다. δ₂와 관련하여 "-"는 이 에어 갭이 "혼합" 구성이 아니기 때문에 해당 에어 갭이 해당 구성에 존재하지 않는다는 것을 의미한다.

표 5 : 자기 회로의 잔여 유도에 에어 갭의 영향

따라서, 실시예 18a의 재료는 표 4의 결과를 얻을 수 있는 것과 동일한 구성으로 시험되었으므로, 353 I 플레이트의 단일 스택을 향한 353 E 플레이트의 단일 스택을 가지지만, E와 I 사이에 잔여 에어 갭ε만 가진다. 실시예 18bis 2, 5, 7, 9의 "직렬" 구성에서, E 및 I의 각각의 스택의 높이는 5개의 중첩된 플레이트로 감소되고, 잔여 유도 B_r의 낮은 값, 즉 0.2 T 또는 그 이하에 가까운 값을 획득할 수 있다. "직렬" 유형의 다른 실시예인 18bis 3, 6, 8 및 18bis 4의 구성은 층 수만 변하지만(각각 10 및 15) B_r의 결과는 스택 당 5개 플레이트를 갖는 직렬 구성과 매우 유사하다: B_r 은 플레이트의 수의 증가에 따라 감소하고 모든 것이 동일함.

각각의 해결책 18bis2 내지 18bis19를 그것으로부터 도출된 실시예 18bis와 비교할 수 있도록, 작업 유도 B_t 로부터 각각의 해결책의 자기 중량 및 전력 중량(kVA/kg)을 계산한 다음, 실시예 18bis와 동일한 전력(46 kVA)에 대응하는 변압기의 중량을 계산한다. 실시예 18bis2, 18bis3 및 18bis4는 동일한 전력 밀도 및 자기 요크의 동일한 등가 중량을 갖는다는 것이 명백하다. 소음 및 돌입 지수도 변하지 않거나 근접하다.

18bis5 내지 8 직렬 구성에서, 5 또는 10 중첩 플레이트의 스택을 포함하는 자성 코어에 대해E 및 I 사이의 에어 갭 ε의 크기는 83 또는 190 ㎛ 두께의 심에 의해 변화된다. 이번에B_r은 낮은 값에 도달하거나(18bis5) 심지어 0에 가까운 매우 낮은 값에 도달한다(18bis6 내지 8). 우리는 "직렬" 모드가 E 스택과 I 스택 사이의 교정된 에어 갭과 함께 B_r을 줄이는데 매우 효과적이라는 것을 알 수 있다. B_r이 ε이 크고 층의 수가 높을 때 더 낮다. 노이즈는 낮은(40-45 dB) 반면 돌입 지수는 약하거나 매우 약한B_r의 영향으로 더 감소한다.

직렬 구성이기도 한 18bis9 구성에서, 갭 ε은 E의 스택과 I의 사이에 잔류하지만, 이번에는 각 스택의 각 플레이트 사이에 83 μm 두께의 비자성 심을 삽입하여 더 이상 잔여가 아닌 각각의 E와 각 I 사이의 갭 δ₁이다. 여기에서도 0.1 T 정도의 매우 낮은 잔여 유도 B_r을 얻을 수 있으며, 따라서 동일한 수의 플레이트를 사용하고 잔류 에어 갭 δ₁ 으로 이 잔여 유도는 2배 작다. 그러나, 이러한 유형의 에어 갭에 의해 생성된 전체 투자율의 감소는 일 유도B_t를 감소시키고 따라서 전력 전달에 필요한 자성 코어 중량을 증가시킨다: 약 15 kg, 즉 2 kg 더임. 그러나 다른 한편 이것은 산업 건축 기술에 의해 요구되는 동일 층의 E와 I를 연결하는 비자 성 에어 갭 심에 의해 자성 코어에 기계적 응집력을 부여한다. 따라서 N개의 I 플레이트 스택에 대면하는 N개 (18bis9에서 5개, 18bis8에서 10개) E 플레이트 스택으로 제공되는 자성 코어는 스택의 각 레벨에서 비자성 심을 사용하여 큰 기계적 모노 블록 응집력을 찾을 수 있다.

직렬 구성의 단점은 자기 회로가 각 스택의 각 레벨에서 존재해야하는, 본 발명에 따른 에어 갭을 보장하도록 함께 고정되어야 하는 두 개의 별개의 부분에 존재하여, 이러한 변압기 제조업체들은 꺼려한다는 점이다. 그들은 스택의 중첩 방향으로 E와 I를 교대로 구성함으로써 자성 코어의 강한 기계적 응집력을 생성하기 때문에, "병렬" 구성을 훨씬 선호한다. 실시예 18bis10 내지 13 및 18, 19에서 연구된 것이 이 구성이다.

구성 18bis10 및 18bis11은 "절단-스택" 모드에서 온보드 변압기에 사용되는 것으로 알려진 것과 비교될 수 있지만, 사용된 특정 조직화 재료와 상관없이 에어 갭 ε의 존재에 의해 알려진 구성과 구별된다. 이 에어 갭 ε은 층들 사이 그리고 동일 층의 E와 I 사이의 잔류이다. 잔여 유도 B_r 은 여기에서 발생하며 (0.8 T보다 조금 더 큼) 돌입 인자를 저하시킨다. 5개 또는 10개의 층이 있다는 것은 결과에 약간의 차이가 있다. 그러나 이러한 실시예 18bis10과 18bis11은 1 T의 일 유도 B_t 에서 사용되는 경우 허용가능한 낮은 노이즈(45와 44dB)를 방출하지만 1.2 의 돌입 지수를 가지며, 이는 본 발명과 적합성이 높다.

그러나, B_t가 약간 낮아 졌을 때, 이 구성은 적당한 중량을 유지하면서 허용되는 돌발 결과와 더 낮은 노이즈를 제공할 수 있으며, 따라서 이 구성은 전술한 바와 같은 배향된 조직을 가지고 사용된 특정 재료에 결합될 때 본원의 범위 내에 있다고 간주될 수 있다는 것을 후술할 것이다(실시예 18bis18 및 18bis19). E + I 스택(구성 18bis12)의 각 레벨 사이에 83μm의 δ₁을 제공하는 심을 도입하면B_r이 0.2 T 감소하여 돌입이 크게 개선된다. 이 접근법은 비자성 심의 두께를 더 증가시킴으로써 계속 될 수 있다: 각 층 사이에 약 300㎛의 심 두께에 도달하여B_r이 0.2 내지 0.3 T에 도달할 필요가 있고, 이는 "직렬" 구성으로 에어 갭 δ₁ 없이 도달되는 수준에 가깝다. 가능한 문제점은 제시된 실시예에서 200 ㎛ 정도의 자성 플레이트 두께에 300 ㎛의 비자성 두께를 추가하면 그에 상응하는 중량 증가가 매우 작게 유지되도록 가능하더라도 변압기의 부피가 150% 증가 할 수 있다는 것이다(예, 플라스틱 심을 사용하는 경우). 그러나 변압기의 부피 증가가 허용 가능한 경우 이 해결책을 사용할 수 있다. 실시예 18bis13은 일 유도 B_t를 1T로 유지하면서 83μm의 에어 갭 δ₁ 대신에 83μm의 에어 갭 ε을 도입한다 해도 충분히 낮은 돌입을 가질 수 없음을 보여준다. 이 경우 코어의 무게가 약간 증가하더라도 B_t를 줄일 필요가 있을 것이다.

본 발명자는 격리된 플레이트들의 교대하는 스택인 "혼합" 구성이 "직렬" 모드로 배열되나 두 개의 연속하는 스택이 동일한 형상이고 "병렬" 모드로 서로에 대해서 배치되도록 치수화되는데(예, 두 개의 연속적인 스택이 헤드-테일 식으로 배치됨), 도 10에서 도시된 것처럼, 이 경우 감소된 부피의 자기 요크와 낮은 B_r 사이에서 양호한 절충을 가능하게 한다. 이것은 표 5의 구성 18bis14 내지 17에서 얻은 결과로 강조된다. 또한 전체의 응집력에 대한 좋은 절충안을 나타낸다. 이러한 응집력은 병렬 모드의 구성보다 덜 강하지만, 그럼에도 불구하고 클램핑 장치가 필수적이지 않기에 충분하다.

그러나, 동일한 스택의 서로 다른 플레이트 사이에 δ₁ 두께의 에어 갭 심을 놓을 수 있기 때문에 (전력 밀도가 강하게 유지되는 동안) 전력 밀도가 저하될 수 있다. 도 10에서, 코어(80)는 3개의 중첩된 스택 층을 포함하는 것으로 도시된다:

- 두께 δ₁의 심(83)에 의해 각각 분리된 3개의 I 플레이트의 스택 (82), 및 두께 δ₁ 로 각각 심(85)에 의해 분리된 3개의 E 플레이트의 스택(84)을 포함하는 제1 층 (81)으로서, 두 스택(82, 84)는 서로 마주보고 두께 ε의 심 (86)에 의해 분리되는, 제1 층;

- 두께 δ₁ 의 심에 의해 분리된 3개의 I-플레이트들의 스택(88) 및 두께 δ₁의 심에 의해 분리된 3 개의 E-리프의 스택(89)을 포함하는 제2 층(87)으로서, 이 두 스택(88, 89)은 서로 마주보고 두께 ε의 심(90)에 의해 분리되고, 상기 제2 층(87)이 제1 층(81)에 대하여 헤드-테일 식으로 배열된, 제2 층(87);

- 두께 δ₁ 의 심에 의해 분리된 3 개의 I-플레이트의 스택(92) 및 두께 δ₁의 심에 의해 분리된 3 개의 E-플레이트의 스택(93) 을 포함하는 제3 층(91)으로서, 이들 2개의 스택(92, 93)이 제2 층(87)에 대하여 헤드-테일 식으로 배열되어 제1 층 (81)과 같은 방향으로 배향된, 제 3 층 (91);

- 상이한 층(81, 87, 91) 사이의 두께 δ₂(δ₁과 다를 수도 있음)를 갖는 에어 갭 심.

실시예 18bis18과 18bis19와 관련하여, 우리는 실시예 18bis10과 18bis11에 대해 이미 전술하였다. 그들은 잔류 공기 갭으로 교대하는 E와 I에서의 그들의 구성이 한 가지 조건, 즉 다른 더 유리한 구성보다 조금 덜한 너무 높지 않은 유도 B_t (0.8 T)에서 모든 관점에서 적어도 수용할 만한 결과를 줄 수 있음을 보여준다. 이 조건에 있고 그러나 동등한 전력이 허용가능하게 유지되는 더 무거운 변압기를 사용해도 적어도 요구되는 변형에서 설정된 사양과 일치하는 돌입을 얻을 수 있다.

다양한 표에 제시된 결과로부터 4 kVA/kg 초과의 중량 밀도를 갖는 모든 경우(따라서 항공기를 가볍게 하는 면에서 매우 흥미로움)는 노이즈가 너무 높거나 너무 강한 돌입을 가질 수 있다. 따라서, 본 발명의 모든 흥미로운 실시예는 고려된 일 유도B_t에 대해 4.5 kVA/kg 미만이다(실시예 22: 4.42 kVA/kg; 표 3에서1.39 T의B_t 일 유도에 대해 0.926의 너무 높은 돌입을 가지기만, B_t(0.92 T)가 충분히 감소한 경우 표 4의 실시예 18quater Inv와 같이 적절한 돌입 전류와 3.2 kVA/Kg의 전력 밀도가 발생에기 때문에 참조 실시예로 간주되는 실시예). 실시예 18quater Inv에서 얻어진 중량 전력은 변압기 자성 코어의 "병렬" 구성(//, 층의헤드-테일 교대)에 대해 얻어진 최고(가장 높음)이며, 따라서 무게를 추가하지 않고 자체 기계 응집력을 갖는다. 이 성능은 자성 코어의 "직렬" 구성에서 얻은 최상의 성능인 무게 4.15-4.2 kVA/kg의 보다 훨씬 우수한 성능과 비교된다. 그러나 그것은 심과 특히 자성 코어의 자유 피스를 유지하는 장치가 필요하다.

본 발명의 실시예는 변압기 요구 사항의 특정 실시예에서의 경우에서, 특정 전력의 3 내지 4.5 kVA/kg 사이에 있을 때 모두 잠재적으로 흥미로운 것으로 여겨질 수 있다. 노이즈 및 돌입 변압기 요구 사항에 따라 선호하는 해결책이 다를 수 있다. 모든 실시예 1 내지 18은 도 8에 대응하는 E + E 구조체(대면 스택)에 대응하므로 기계적 자체 응집력이 없으며, 자기력에 견딜 수 있는 제어된 에어 갭으로 2개의 정확하게 대면하는 스택을 유지하는 강성 구조의 추가 중량을 필요로 한다. 이 추가 중량을 가지지 않는 "병렬" 또는 "혼합"구조로 제한한다면, 혼합 구성으로 인해 자체 기계 응집력을 갖는3.42 kVA/kg에서, 18bis17에서 도출된 실시예 18bis17b를 갖도록 최상의 결과가 얻어진다.

표 3의 실시예 19 내지 27은 상술한 입방체 조직 FeNi 합금과 함께고 포화 자화 Js의 제2 재료의 도입에 따른 효과를 도시한다. 이 제2재료는3%의 Si를 갖는FeSi N.O. 또는 27 %의 Co를 갖는 FeCo이다. 이 도입은 돌입 효과를 감소시키지만, 제 2 재료의 존재에 의해 도입된 추가 중량은 FeNi 합금의 일 유도의 재증가 가능성에 의해 크게 보상되며(예를 들어, 1T 대신에 B_t = 1.1T), 이는 돌입 효과가 더 이상 높지 않기 때문이다. 에어 갭 ε 없는 단순한 8 형상 절단이 돌입 효과를 불만족스럽게 증가시킨다는 것을 다시 알 수 있다(실시에 26과 27의 비교 참조). 또한, 소음 및 돌입에서 접근 가능하고 만족스러운 2개의 보완 재료를 사용하는 해결책은 FeNi 합금만으로 구성된 실시예와 동일한 정도의 자기 요크 중량, 즉 12.7 내지 14.5 kg으로의 접근을 제공하므로, 설정된 사양을 준수하기에 충분히 감소된다.

낮은 자기 왜곡을 갖는 재료 및 높은 포화 자화 Js를 갖는 다른 재료의 2개의 재료를 사용하는 모든 실시예가 표 3에 기재되었으며, 여기서 이 두 재료는 "직렬" 모드에서 연속적인 스택으로 배열된다. 그러나 두 재료의 플레이트를 서로 상당히 구별되는 두 개의 균질 엔티티로 그룹화하는 것은 의무 사항이 아니다. 낮은 자기 왜곡 재료 플레이트의 스택 사이에 높은 Js 재료의 단일 플레이트 또는 플레이트의 스택을 배치하는 것이 고려될 수 있다. 플레이트 또는 높은 Js 재료의 스택은 "병렬" 또는 "혼합" 유형의 코어 형상을 형성하기 위해 낮은 자기 왜곡 재료 플레이트의 인접한 스택(들)과 상이한 형상을 가질 수 있으며, 여기서 형상의 차이점은 재료의 성격의 차이와 관련되어 있다. 따라서, 본 발명의 상이한 변형예와 관련하여 낮은 잔류 유도, 낮은 노이즈, 양호한 기계적 응집력 및 낮은 중량의 이점을 조합할 수 있다.

일반적으로 에어 갭이없는 재료의 히스테리시스 사이클의 직각성에도 불구하고 표 5의 구성에 대한 B_r 값은 낮거나 매우 낮다. 이 낮은 잔류 유도는 인가된 필드와 상관없이 최적의 구성에서 낮은 돌입 지수를 유발한다.

B(80 A/m)의 측정은 이 모든 시험에 대해 매우 비교할 만하며 모든 경우에 상대적으로 낮은 인가 필드인 이 유형에 대해서, 하나는 포화에 가깝다는 것을 보여준다.

국부적인 에어 갭을 포함하고 "입방체" 조직 {100} <001>을 갖는 조직화 FeNi 합금을 기초로 한 자성 코어(단독 또는 높은 Js 합금과 관련)를 구성하는 절단-스택형의 자기 회로 구조가 놀랍게도 노이즈 및 돌입 효과의 원하는 제한에 면과 자기 회로의 감소된 중량의 면 둘 다를 이끌어낸다는 것이 도 9로부터 명백하다. 항공기에서 허용되는 노이즈 제한 또는 심지어 돌입 한도는 항공기, 항공기 내의 변압기의 정확한 기능, 항공기 내 변압기의 위치 등에 따라 하나의 변압기에서 또 다른 변압기로 변경된다는 점에 유의해야 한다. 돌입 지수(0.8) 및 노이즈(80 dB 또는 그 이상, 55dB)에 대한 허용가능 제한은, 주어진 전력에 대한 비교적 낮은 코어 중량에 결합되어 본원에 따른 구성의 장점을 강조하는 것을 가능하게 하는 만족 조건의 목표를 나타내도록 설정되었다.

이 효과는 그럼에도 불구하고 특정 사용 조건 하에서 높은 값의 자기 왜곡을 갖는 FeNi 합금이 단독으로 (또는 FeCo 또는 FeSi와 같은 고급 재료를 소수를 동반하여) 사용되어 저 노이즈 자기 회로를 얻는다는 것을 보여주는 점에서 놀랍다.

또한, 종래 기술에서 제안된 선택의 관점에서, 한편으로는 42 kg의 자기 회로 FeCo 또는 FeSi가 낮은 노이즈 및 낮은 돌입을 가지며, 다른 한편으로는 6-8kg의 자기 회로 FeCo가 그 노이즈 및 돌입 지수가 허용되지 않는 것이며, FeNi를 주로 또는 배타적으로 기초로 하는 해결책은 자성 코어의 중량은 오직 10 내지 17 kg 또는 그 미만이며 노이즈와 돌입 둘 다의 요건을 만족할 수 있고 고 추측하기가 어렵다. 종래 FeNi50(뚜렷하고 특정 조직이 없음)을 사용하면 돌입, 소음 및 중량에 대한 조합된 감소를 유발하지 않기 때문에 추측하기가 훨씬 어렵다.

사용된 재료 중 단지 하나가 입방체 조직을 갖는 경우가 설명되었다. 그러나, 입방체 조직을 갖는 여러 재료, 예를 들어 상술한 조성 조건을 만족시키는 서로 다른 오스테나이트 FeNi 합금을 동시에 사용할 수도 있는데, 이들이 함께 자성 코어의 다수 체적 비율(majority volume proportion)을 나타낼 경우에 한한다. 이들 상이한 재료는 제조자의 선택에 따라 동일한 조성의 요소의 정의된 두께의 스택의 형태로 각각의 E, C 또는 I 코어 부분에 배치되거나, 그 부분 내에서 랜덤으로 혼합될 수 있다. 필요로 하는 것은 서로 마주하고 잔여 또는 교정 에어 갭 ε에 의해 분리되는 스택의 동일한 레벨로 코어 피스들이 재료의 선택 측면에서 동일한 배치를 갖는다는 것, 즉 주어진 재료의 스택의 레벨을 구성하는 절단 플레이트는 다른 스택의 대응 레벨을 구성하는 동일한 재료의 절단 부분의 전방에 항상 있다(언급한 제1 스택의 동일 레벨인 플레이트와 동일하거나 상이할 수 있는, 다른 스택의 대응 레벨을 구성하는 플레이트의 형태에 무관함).

같은 맥락에서, E 또는 I 또는 C의 스택 간의 중간 절단 부분 및 각 연속 레이어 E + E, E + I 또는 C + I 또는 C + C ... 사이의 오버레이의 중간 컷 파트의 층 형성 해결책을 사용할 수도 있다. 실제로, 예를 들어 일반적으로 각각 1, 몇 개 또는 그 이상(수십 개까지)의 절단 피스를 E 또는 I 또는 C 형태로 포함하는 작은 두께(일반적으로 수 mm)의 스택을 조립하고, 그 다음 이러한 얇은 스택을 중첩하는 것이 가능하다. E + E와 C + C 구성의 경우, 헤드-테일식 오버랩은 동일한 층의 E 또는 C가 다른 길이의 브랜치를 갖는 경우에만 분명히 이해될 수 있다. 그렇지 않으면 E + E 또는 C + C의 단일 구성으로 되돌아간다. 오버랩 덕분에 자성 코어의 양호한 기계적 응집력의 이점을 유지하면서 스택의 2개의 연속적인 층 사이에 교정된 갭(예를 들어 1 또는 2 mm 적층 높이에 대해 500㎛의 갭 폭)을 제공하는 것이 보다 편리하게 되는 장점을 가진다. 이러한 배열은 표 5의 다양한 실시예에 의해 그리고 도 10에 도시된 바와 같이 "혼합" 구성이라는 이름으로 이전에 기술되었다. 이 경우에, 스택의 각 얇은 층 사이에 배치된 비자성 층에 의해 교정된 면간 갭을 보장하는 것이 매우 바람직하며, 그렇지 않으면 자기 플럭스는 위와 아래의 층을 통해 E와 I 사이의 에어 갭을 바이패싱하여 에어 갭의 효율성은 단순한 패킷의 중첩으로 인한 잔류 에어 갭과 비교하여 상당히 감소된다. 이 면간 에어 갭은 일반적으로 수십에서 수백 μm이다(이전 실시예 참조).

표 5에서 병렬 또는 혼합 구성의 몇 가지 실시예가 1T 정도의 시험된 일 유도 B_t 보다 약간 높은 돌입 지수를 갖는 것을 볼 수 있다. 그러나 해당 코어의 구성으로 적합한 결과를 얻는 것으로 충분할 수 있다. 예를 들어 표 5의 몇 가지 실시예에서와 같이 0.8 T 정도의 약간 낮은 유도 B_t 에서 작동하여 몇몇 코어의 허용 가능한 수 kg 증가만 요구하는 반면 0.8 미만의 돌입 지수를 얻는다.

사실 위에서 언급했듯이, 중량 전력 밀도에 충실하고 돌입과 노이즈를 고려하지 않은 모든 경우를 제거한다면, "직렬" 실시예(E + E 실시예 1 내지 18)의 추가 중량이 다른 구성보다 덜 흥미롭게 함으로써 그 전력 밀도를 저하시키고, 그러면 혼합 구조가 전력 밀도에서 가장 흥미롭다는 것을 알게 된다(실시예의 최대값은 3.42 kVA/kg 임).

도 11은 그러한 구성을 도시한다. 절단 I-플레이트의 제1 스택(71)에 인접하는 절단 E-플레이트의 제1 스택(70)이 단면으로 보일 수 있으며, 이들 2개의 스택(70, 71)은 두께 ε의 비자성 절연 재료(72)로 형성된 에어 갭에 의해 분리된다. 이와 같이 형성된 조립체는 그 상부면 상에 비자성 절연체(73)로 코팅된다. 화살표 74, 75로 표시된 바와 같이, 이 조립체는 코어의 조립 중에 절단 I-플레이트의 제2 번들(77)에 부착되는, 절단 E-플레이트의 제2 번들(76)을 포함하는 유사한 제2 조립체 상에 배치된다. 이 두 번들(76, 77)은 비자성 절연 재료(78)에 의해 제조된 에어 갭 ε에 의해 분리되고, 상기 조립체는 비자성 절연 재료(79)로 그 상부면 상에 코팅된다. 두 세트는 헤드-테일 식으로 배열되는데, 즉 E-플레이트(70)의 제1 스택은 I-플레이트(77)의 제2 스택 상에 중첩되고, I-플레이트의 제1 스택(71)은 E-플레이트(76)의 제2 스택 상에 중첩된다. 제2 스택의 절연체(79)는 두 세트를 분리하는 에어 갭의 교정 및 전술한 도 10의δ₂로 표시된 두께를 보장한다.

입방체 조직을 갖는 FeNi 30-80% 합금과 함께 본 발명에 따른 변압기 코어의 보완물을 형성하기 위해 단일의 높은 Js인 제2 재료가 사용된 경우가 설명되었다. 그러나Fe-3% Si 고스-조직화 합금과 Fe-50% Co 합금과 같은 몇 가지 높은 Js 재료를 각기 다른 비율로 사용하는 것이 가능할 것이다. 하부 라인은 입방체 조직을 갖는 30-80% FeNi가 코어의 체적에 따라 우세한 재료로 남아 있는 것이다. 입방체 조직FeNi 플레이트를 사용하는 코어의 대다수 부분에 대한 경우와 같이, 보완물 내의 다양한 높은 Js 재료의 분포는 균질한 조성의 스택 또는 랜덤으로 분포된 조성을 갖는 스택의 형태로 수행될 수 있으며, 코어의 두 피스는 주어진 스택 레벨에서 서로 마주보는 플레이트의 구성의 관점에서 동일하다.

본 발명은 3상 변압기 코어 "E + E" 또는 "E + I"의 경우에 대해 기술되고 도시되었다. 그러나 그 코어가 "C + C"(도 5 및도 6), 또는 각각의 변은 상이한 스택으로 형성되는, 정방형이나 장방형으로 형성되는 단상 변압기의 경우에도 적용 가능하다. 모든 실시예에 적용되는 최소 중량 전력이 3상 해결책보다 중량 전력 면에서 훨씬 덜 효과적이라고 알려져 있는 단상 구조에 적용하지 않는다는 것을 고려하여, 단상 구조를 또한 실시예 18ter Inv(표 4)에 나타내었다.

절단 피스의 면에 절연 코팅을 배치하거나 절단 피스 사이에 비자성 플레이트를 삽입함으로써 자기 회로의 잔류 및 변압기의 자화 전류를 더 잘 제어 할 수 있다. 또한 돌입 성능을 향상시키고 변압기를 산업 생산에서 재현 가능하게 한다.

Claims (19)

1. 절단-스택(cut-and-stack)형 전기 변압기 코어(49; 59)로서,
   2개의 스택(53, 57; 60, 61) 또는 제1 두께(ep1)를 각각 갖는 스택의 그룹(70, 71; 82, 84, 88, 89, 92, 93)을 포함하고,
   상기 스택(53, 57; 60, 61, 70, 71; 82, 84, 88, 89, 92, 93)의 각각은 단일 평탄 부분 또는 주요 절단 방향이 직선형이고 서로 평행하거나 수직인 서로 분리된 다수의 동일한 평탄 부분으로 이루어지고,
   상기 스택(53, 57; 60, 61) 또는 스택의 그룹(70, 71; 82, 84, 88, 89, 92, 93)은 서로 마주보고 그들 사이에 10 mm의 최대값을 가지는 적어도 하나의 잔류 또는 교정된 에어 갭(ε)을 가지며, 상기 평탄 피스는 Ni = 30-80%, 바람직하게는 Ni = 40-60%, 및 준비에 기인하는 합금 원소 및 불순물을 10% 이하, 바람직하게는 2% 이하 함유하는 적어도 하나의 오스테나이트(austenitic) FeNi 합금으로 되어 있지만, 나머지는 철이며,
   상기 합금은 급격한 입방체 조직(acute cubic texture) {100} <100>을 가지며, 상기 조직의 적어도 80%, 바람직하게는 적어도 95%의 입자가 이상적 배향 {100} <100>에 대하여 20°이하인 각(ω)만큼 편향되고,
   상기 평탄 피스의 두 주요 절단 방향이 압연 방향(DL) 또는 상기 압연 방향(DL)을 가로지르는 횡 방향(DT) 중 하나에 실질적으로 평행하고, 결정학적 평면(100)이 상기 압면 평면(DL)으로부터 20°이하로, 바람직하게는 10°이하로, 더 양호하게는 5°이하로 편향되고, 축 [001] 또는 [010] 및 압연 방향(DL) 또는 횡 방향(DT)은 각(α)으로부터 각각 20°이하로, 바람직하게는 10°이하로, 보다 바람직하게는 5°이하로 편향되고,
   상기 평탄 피스는 1 T의 최대 유도, 400 Hz에서 20 W/kg 미만, 바람직하게는 15 W/kg 미만, 보다 바람직하게는 10 W/kg 미만에 대하여 자성 코어의 정현 유도파의 자기 손실을 가지며,
   측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변의 방향으로 인가되고 이 방향은 적층 방향(DL)에 평행한 경우, 최대 유도 1.2 T(λ_s ^1.2T)에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만, 바람직하게는 3 ppm 미만, 더욱 바람직하게는 1 ppm이며,
   측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향(DL)에 수직인 횡 방향(DT)에 평행하고 압연 평면에 놓이는 경우, 최대 유도 1.2 T(λ_s ^1.2T)에 대한 겉보기 자기 왜곡은 5 ppm 미만, 바람직하게는 3 ppm 미만, 더욱 바람직하게는 1 ppm이고,
   측정이 기다란 장방형 샘플에 대해 수행되고 필드가 샘플의 장변 방향으로 인가되고 이 방향은 압연 방향(DL)과 횡 방향(DT)의 45°인 중간 방향에 평행한 방향인 경우, 최대 유도 1.2 T(λ_s ^1.2T)에 대한 겉보기 자기 왜곡이 10 ppm 미만, 바람직하게는 8 ppm 미만, 보다 바람직하게는 6 ppm인,
   변압기 코어.
2. 제1항에 있어서,
   상기 스택(53, 57, 60, 61)은 각각 C 형상, E 형상 또는 I 형상인 것인, 변압기 코어.
3. 제 2 항에 있어서,
   서로 마주하는 2개의 E 형상인 서브 코어(60, 61)에 의해 형성되는 것인, 변압기 코어.
4. 제 2 항에 있어서,
   헤드-테일 식으로(head-to-tail) 배치된 E 형상인 평탄 부분의 스택(21)에 의해 형성되며, 상기 E 형상인 평탄 부분의 측 방향 브랜치들(23, 24, 25) 사이의 빈 공간은 상기 E 형상의 평탄 부분과 동일한 조성 및 조직인 I 형상인 평탄 부분(70, 71)으로 채워지고, 상기 E 형상인 평탄 부분과 상기 I 형상인 평탄 부분(70, 71) 사이에 에어 갭(ε)이 존재하는, 변압기 코어.
5. 제 2 항에 있어서,
   서로 마주하는 E 형상 서브 코어(53)와 I 형상 서브 코어(57)로 형성되는 변압기 코어.
6. 제 2 항에 있어서,
   서로 마주보는 2개의 C 형상 서브 코어(33, 34)로 형성되는 변압기 코어.
7. 제 2 항에 있어서,
   서로 마주하는 2개의 C 형상 서브 코어(42, 43)의 2개의 연속하는 세트로 형성되는 변압기 코어.
8. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
   스택의 연속 층에 의해 형성되고, 2개의 연속 층이 헤드-테일 식으로 배치되고 에어 갭(δ₂)에 의해 분리되는, 변압기 코어.
9. 제 1 항 내지 제 8 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 스택들 중 적어도 하나는 에어 갭(δ₁)에 의해 각각 분리된 동일한 형상의 다수의 평탄 부분으로 이루어지는 것인, 변압기 코어.
10. 제 1 항 내지 제 9 항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 합금 원소는 Cr, Si, Al, Zr, Mo, W, V, Nb, Cu, Mn 중 적어도 하나로부터 선택되는 것인, 변압기 코어.
11. 제 1 항 내지 제 10 항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 절단된 평탄 부분은 대칭을 가지는, 변압기 코어.
12. 제 1 항 내지 제 11 항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 부분의 입자 크기는 200 ㎛ 이하인 것인, 변압기 코어.
13. 제 1 항 내지 제 12 항 중 어느 한 항에 있어서,
    제2 두께(ep2)를 갖는 평탄 부분의 제2 스택을 포함하고,
    상기 제2 스택은 제1 두께(ep1)을 가지고 그 위에 중첩되는 스택과 동일한 형상이고, 상기 제2 스택의 평탄 부분은 2T 이상인 포화 자화(Js)를 갖는 적어도 하나의 재료로 되고, 상기 제2 스택은 상기 코어의 체적의 50% 미만을 나타내는 것인, 변압기 코어(49; 53).
14. 제 13 항에 있어서,
    상기 제 2 스택의 평탄 부분은 FeCoSi 합금, FeCo(V, Ta, Cr, Si, X) 합금로부터 선택된 적어도 하나의 재료로 제조되고, 이때 X는 FeCoSi 합금의 Mo, Mn, Nb, Si, Al, 연철, 강철, 5 내지 22 중량%의 Cr 및 총 0 내지 10%의 Mo, Mn, Nb, Si, Al, V, 비배향 FeSiAl 전기 강철을 함유하는 페라이트계 스테인레스 강철 중 하나 이상으로부터 선택되는, 변압기 코어(49; 53).
15. 제 13 항 또는 제 14 항에 있어서,
    서로 마주하는 2개 스택 또는 스택의 그룹 사이의 에어 갭(ε)은 제1 두께(ep1)를 갖는 제1 스택들 사이에서 그리고 제 2 두께(ep2)를 갖는 제 2 스택들 사이에서 상이한 폭을 갖는 것인, 변압기 코어(49; 53).
16. 제 15 항에 있어서,
    상기 에어 갭(ε)은 제1 두께(ep1)를 갖는 스택 사이에 2 내지 1500㎛의 폭(ε₁) 및 제2 두께(ep2)를 갖는 스택 사이에서 2 내지 3000 ㎛의 폭(ε₂)을 가지는, 변압기 코어(49; 53).
17. 절단-스택형 자성 코어를 포함하는 단상 또는 3상 전기 변압기로서,
    상기 자성 코어는 제1항 내지 제16항 중 어느 한 항에 따른 유형인 것인, 단상 또는 3상 전기 변압기.
18. 제 17 항에 있어서,
    항공기에 탑재되도록 하는 변압기인 것인 변압기.
19. 제 18 항에 있어서,
    상기 변압기는 항공기의 조종실에 배치되도록 하는 변압기인 것인, 변압기.

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